内置式永磁同步电机结构与电磁耦合研究*

陈起旭，徐俊，周阳，邹忠月，曹秉刚

(西安交通大学机械工程学院，陕西西安 710049)



内置式永磁同步电机结构与电磁耦合研究*

陈起旭，徐俊，周阳，邹忠月，曹秉刚

(西安交通大学机械工程学院，陕西西安 710049)

摘要首先从结构的角度，建立了刨煤机用内置式永磁同步电机的全参数化转子模型，分析了转子在不同转速下的位移分布；得到了电机在最高转速下，考虑磁钢底面胶可靠和失效两种工况下，转子的位移和应力分布。分析结果证明了转子最外圆周处位移最大，而隔磁桥处的应力最大；然而从电磁的角度，分析了不同隔磁桥宽度对空载反电势和气隙磁密的影响，随着隔磁桥宽度的增大，极间漏磁增大，反电势和气隙磁密均呈下降趋势，最后研制了实验样机，空载实验验证了在额定转速下，线反电势最大值和有效值和仿真结果误差在2%以内，同时电机在最高转速工况运行，转子运行可靠，没有出现与定子扫膛现象，证明了隔磁桥取值的合理性。

关键词内置式永磁同步电机；结构；电磁；耦合

0引言

目前国内刨煤机用变频一体化电动机几乎都是鼠笼式三相异步电动机。电机在运行时，转子有较大的损耗且低速性能差，从电网吸收大量的无功功率，功率因数较低等缺点。而永磁同步电机转子上几乎没有损耗，低速大扭矩特性，使得电机的功率密度和效率大大提高[13]。

因工作工况需要考虑电机的弱磁性能，电机转子设计成”V”字型结构，而”V”型结构带来的问题，是结构参数众多，如图1所示。特别是为了减少漏磁，需要减小隔磁桥的宽度，而这样做带来的后果，导致转子结构的机械强度明显降低，特别在磁钢底面胶粘结失效工况下，隔磁桥处的受力状况更加恶劣。国内外学者结构和电磁方面开展了研究，文献[4]对“一”字型和“V”字型的转子结构的内置式永磁同步电机转子机械应力和变形进行研究，并考虑了离心力和电磁力对转子结构的影响，同时优化了转子设计，但是并没有考虑隔磁桥对空载反电势和气隙磁密的影响；文献[5]针对表贴式永磁电机转子使用不锈钢护套进行了解析计算和有限元仿真，但是建立的模型仅限于表贴式结构，而且仅仅从结构方面进行了研究；文献[6]对切向内置式转子结构的永磁同步电机，分别从非导磁轴套和带空心隔磁槽两种结构进行了对比分析；文献[7]中对多层内置式永磁同步电机进行了应力和热分析，并制造了样机，对比了仿真与实验的数据，但是文献[6]、[7]没有考虑不同转速、不同隔磁桥宽度变化对结构和电磁方面的影响。

基于上述考虑，本文从结构与电磁分析的角度入手分析它们之间耦合影响。首先建立了全参数化转子模型，分析了转子在不同转速下，转子外圆周的位移分布，然后分析了对转子结构强度影响最大的隔磁桥厚度的变化，对转子的应力和位移变化。接着分析了考虑定子斜槽，隔磁桥宽度的变化对空载反电势和气隙磁密的影响，最后研制的工程样机，验证了仿真结果的合理性。

1结构有限元分析

1.1转子全参数化模型及电机主要参数

首先在ANSYS中，利用APDL建立的全参数化转子模型，如图1所示。用户只需输入一定范围内的参数，模型即可实现更新、计算、查看结果等，大大提高了计算效率，磁钢与铁心载荷的传递使用面面接触对[2、3]单元TARGE169和CONTA172。

图1全参数化电机模型

电机主要参数，如表1所示。

表1　永磁同步电机主要参数

1.2不同转速下转子外圆周位移分布计算与仿真

因为空载时，电磁力是非常小的，离心力是主要的应力源。应力分析的公式如下所示[7]。

由宏观离心力公式推导到在有限元中多个单元的产生离心力的和

(1)

An=Re[xi(yj-yk)+xj(yk-yi)+xk(yi-yj)]/2

(2) 式中，N—对应求解区域总的单元数；ρ—材料密度；An—第n个单元的面积；l—铁心长度；rn—质心离旋转轴线的距离；ω—旋转角速度(ω=2πn/60)；xi,j,k和yi,j,k一个单元的x,y坐标。

隔磁桥厚度取3mm，电机转速取600～2400rpm假设磁钢四周的磁钢胶粘结失效工况下，即磁钢对隔磁桥处的转子铁心产生离心力作用。转子外圆周节点的合位移随不同转速的变化曲线，如图2所示，从该图中可以看出随着转速的升高，转子外圆周的合位移逐步增大。

图2不同转速下，转子外圆周节点合位移曲线

隔磁桥厚度取3mm，电机转速取600～2400rpm，假设磁钢的四周的磁钢胶粘结可靠工况下，即磁钢对隔磁桥处的转子铁心产生离心力作用。转子外圆周节点的合位移随不同转速的变化曲线，如图3所示，从该图中可以看出随着转速的升高，转子外圆周的合位移逐步增大。

图3不同转速下，转子外圆周节点合位移曲线

1.3磁钢两种工况下，转子应力和位移仿真

隔磁桥厚度取3mm，电机最高转速2400rpm，磁钢的四周涂覆磁钢底面胶，假设与转子铁心可靠的粘结在一起，得到最大转子应力为30.6MPa，位于隔磁桥处，最大转子位移0.291E-5m，发生在磁钢与铁心的贴合处，如图4所示。

图4磁钢胶可靠粘结工况，

转子应力云图(左)与位移云图(右)

隔磁桥厚度取3mm，电机最高转速2400rpm，假设磁钢的四周涂覆磁钢底面胶失效工况，得到最大转子应力为218MPa，位于隔磁桥处，最大转子位移0.185E-4m，发生在铁心外圆周处，如图5所示。

图5磁钢胶失效工况，

转子应力云图(左)与位移云图(右)

在最高转速2400rpm，取不同隔磁桥厚度1～5mm，磁钢粘结可靠与失效两种工况下，隔磁桥处的应力曲线，如图6所示。

图6隔磁桥处应力随隔磁桥厚度变化曲线

硅钢片的抗拉强度可达到340～440MPa，在隔磁桥厚度取值为1mm时，磁钢底面胶失效工况下，转子铁心隔磁桥处应力达到了505MPa，超过了材料的许应应力，转子设计时需避免。其它取值，在两种工况下，铁心都是安全的。

因烧结钕铁硼是一种类似于粉末冶金的永磁材料，能承受较大的压应力，可达到1000MPa[5]，在两种工况下，转子部分不会发生应力破坏。

2 电磁有限元分析

2.1空载反电势与气隙磁密理论

永磁同步电机的空载反电势E0是电机中永磁体产生的空载气隙基波磁通φ10[8]在电枢绕组中感应产生的，其值如下式所示

E0=4.44fNKdpφ10

=4.44fNKdpKφφδ0

=4.444fNKdpKφ(φm0-φσ0)

(3)

式中，

φm0=bm0BrAm×10-4

φσ0=hm0λσBrAm×10-4

(4)

式中，Kdp—电机的绕组系数； φ10—空载气隙基波磁通；φδ0—永磁体提供的气隙磁通；Kφ—气隙磁场的波形系数；Am—永磁体提供的每极磁通的截面积；N—电枢绕组的每相串联匝数；f—电流频率；φm0—空载时永磁体产生的总磁通；φσ0—空载时，永磁体产生的漏磁通；bm0—永磁体空载工作点的磁密标幺值；hm0—永磁体空载工作点的磁场强度标幺值；Br—永磁体的剩磁密度；λσ—漏磁导的标幺值。

气隙磁密Bδ表达式如下

(5)

(6)

式中，αi—计算极弧系数 ；τ1—极距；Lef—电枢计算长度；σ0—空载漏磁系数。其它参数与空载反电势的公式中的参数一致。

2.2空载仿真

空载分析时只有永磁体励磁，无电流激励，在额定转速1200rpm状态下，得到的三相空载反电势和空载气隙磁密波形。

以下主要针对隔磁桥取1～5mm不同厚度时，从电磁场角度分析对空载反电势和气隙磁密的影响，如图7、图8、图9所示。

图7不同隔磁桥宽度，A相反电势曲线

图8不同隔磁桥厚度,气隙磁密波形

图9空载反电势有效值与气隙磁密有效值

随隔磁桥宽度变化曲线

设计隔磁桥的目的，在增加转子机械强度的同时，利用隔磁桥处的磁密饱和来实现减少漏磁。

为了削弱齿谐波，定子采用斜槽处理，由图9曲线可以观察，随着隔磁桥厚度的增大，空载反电势和气隙磁密的有效值(rootmeansquare,rms)均依次降低，漏磁增大，主磁通减小。所以在考虑该处机械强度的同时，需要考虑电磁性能指标。

3实验验证

综上考虑，确保转子铁心保证机械强度的同时，同时调整隔磁桥的尺寸，提高隔磁桥的隔磁效果，进而提高永磁材料的利用率，设定隔磁桥宽度为3mm。 隔磁桥宽度取3mm，其它参数不变的情况下，仿真得到空载线反电势Eab，如图10所示。

图10空载线反电势Eab曲线

为了验证上述仿真结果，研制了刨煤机用永磁同步电机实验样机，如图11所示，通过永磁同步电机空载实验，被拖到额定转速1200rpm，得到空载反电势如图12所示。

样机实验空载仿真线反电势Eab的最大值(max):1.5065kV，有效值(rms):1.0328kV;与实测的空载线反电势对比，最大值(max):1.51kV，有效值(rms):1.025kV，均在误差在2%以内，通过实验验证仿真的合理性，满足工程应用的要求。同时电机在最高转速工况运行，转子运行可靠，转子如图12所示，没有出现与定子扫膛现象，证明了隔磁桥取值的合理性。

图11刨煤机用电机转子(左)与电机负载实验(右)

图1260Hz线反电势Eab实验波

4结语

综上所述，我们分别从结构和电磁角度分析了隔磁桥对转子结构强度以及对整个电机空载反电势和气隙磁密的影响。从电磁仿真结果可以看出，通过减小隔磁桥宽度，增大了隔磁桥部位的磁阻，有效限制了极间漏磁通，提高了电机效率和磁钢材料的利用率。然而，为了保证电机使用的安全性和使用寿命，提升转子强度和磁钢的运行稳定性。不宜将隔磁桥宽度设定的过小。

参考文献

[1]K.J.Lee,K.C.Kim,J.Lee, “Bridgeoptimizationofinteriorpermanentmagnetmotorforhybridelectricvehicle, ”inINTMAG2003,PP.GQ-07.

[2]JosephTMetrisin.GuidelinesforObtainingContactConvergence.2008InternationalANSYSConference.

[3]SimoJC,LaursenTA.Anaugmentedlagrangiantreatmentofcontactprobleminvolvingfriction.ComputersandStructures, 1992,42(1):97-116.

[4]ZeyinHan;HaodongYang;YangshengChenInvestigationoftherotormechanicalstressesofvariousmechanicalstressesofvariousinteriorpermanentmagnetmotorsElectricalMachineandSystems,2009ICEM2009.InternationalConferenceonDOI:10.1109/ICEMS.2009.5382987PublicationYear:2009.Page(s):1-6.

[5]王继强,王凤翔,鲍文博,高速永磁电机转子设计与强度分析[J].中国电机工程学报,2005,25(15): 140-145.

[6]Huang,Z.;Huang,X.;Zhang,J.;Fang,Y.;Lu,Q.DesignofanInteriorPermanentMagnetSynchronousTractionMotorforHighSpeedRailwayApplicationsPowerElectronics,MachinesandDrives(PEMD2012), 6thIETInternationalConferenceonDOI:10.1049/cp.2012.0253PublicationYear:2012,Page(2)1-6.

[7]Jae-KwangKim;Sang-YeopKwak;Sung-MunCho;Hyun-KyoJung;Tae-KyungChung;Sang-YongJungOptimizationofmultiplayerburiedmagnetsynchronousmachinecombinedwithstressandthermalanalysisVolume:42,Issue:4DOI:10.1109/TMAG2006.872513PublicationYear:2006,Page(s):1023-1026.

[8]王秀和.永磁电机.北京：中国电力出版社，2007.

Research on Structure and Electromagnetic Coupling of Interior Permanent Magnet Synchronous Motor for Coal Plough Application

ChenQixu,XuJun,ZhouYang,ZouZhongyue,andCaoBinggang

(School of Mechanical Engineering, Xi′an Jiaotong University, Xi′an 710049, China)

AbstractIn this paper, the full parametric rotor model of interior permanent magnet synchronous motor for coal plough application was firstly built from the aspect of structure, displacement distribution of rotor at different speeds was analyzed. The displacement and stress distributions of rotor of the motor at the highest speed were obtained at two conditions of gelatin being reliably and ineffectively coated on the undersurface of magnetic steel. The analytical result has proved that the largest displacement was occurred at circumcircle and the largest stress was located in magnetic separation bridge. However, the influence of different magnetic separation bridge width on no-load BEMF and air-gap flux density was analyzed from electromagnetic aspect. With the increase of magnetic separation bridge width, flux leakage between adjacent poles increased, and both BEMF and air-gap flux density showed a downward trend. The experimental prototype was finally manufactured, the no-load test at rated speed has verified that error among maximum, root mean square and simulation values of line BEMF is less than 2%. At the same time, the motor rotor reliably operated at the highest speed, and result of touching between stator and rotor didn′t occur. It is proved that the value of magnetic separation bridge width is reasonable.

Key wordsInterior permanent magnet synchronous motor;structure;electromagnetic;coupling

收稿日期：2016-01-08

作者简介：陈起旭男1982年生；在读博士，现主要从事电机设计、电机控制方面的研究.

中图分类号：TM313

文献标识码：A

文章编号：1008-7281(2016)02-0001-005

DOI:10.3969/J.ISSN.1008-7281.2016.02.01

*基金项目：国家自然科学基金资助项目(51405374)