一种不对称偏心气隙结构永磁同步电动机设计

潘陶红,崔 巍

(上海大学机电工程与自动化学院,上海200444)

0 引 言

电动车以电能为动力能源,具有零排放、低噪声和节能等优点,受到世界各国青睐。大功率电动机车采用无刷直流电动机驱动时[1-3],其舒适性会因电机转矩脉动较大而变差。由于永磁同步电动机具有转矩脉动低、效率高及调速性能优越等优点[4-5],应用于大功率电动机车有利于改善其舒适性并提高其续航能力。

为提高永磁同步电机的功率密度,通常将气隙长度设计得较小,然而气隙的减小会加剧电枢反应。文献[6-9]指出电枢反应会影响气隙磁场的分布,导致气隙磁密与反电动势发生严重畸变。文献[10]通过有限元分析得出,电枢反应会造成电磁转矩下降及转矩脉动增加,重载工况下该问题会更为严重。文献[11-12]研究发现,电枢反应还可能导致永磁体的不可逆退磁。

由于大功率电动机车常运行在重载工况下,为改善电机性能,亟需对电枢反应进行抑制。文献[13]考虑电枢反应,提出通过改进型反余弦函数法设计转子形状,以获得正弦分布的负载气隙磁密,但该转子形状较为复杂;文献[14]和文献[15]研究了表贴式永磁同步电机偏心气隙设计时永磁体外半径的确定方法,但是这种偏心气隙设计会导致气隙磁密幅值大幅减小,降低永磁体利用率及电机功率密度;文献[16]提出了磁极补偿的电枢反应抑制方法,并对补偿磁极的位置和大小进行了优化。

本文考虑电枢反应对气隙磁场的影响,即每极磁场一侧削弱一侧增强,结合电动机车单向驱动的特性,设计了一台不对称偏心气隙结构电机,磁场增强处采用偏心气隙,磁场削弱处采用均匀气隙,以优化负载气隙磁场分布。采用有限元法结合冻结磁导率法,分析得出,该结构可显著抑制电枢反应引起的气隙磁密与反电动势畸变,削弱转矩脉动,提升转矩输出能力,并优化效率,进而提升车辆舒适性与续航能力。联合仿真与样机实验结果表明,电机具有较宽的调速范围和良好的调速性能,验证了该结构电机的有效性和可行性。

1 不对称偏心气隙结构

根据大功率电动机车对驱动电机的要求,设计了一台常规结构永磁同步电动机,表1为电机主要性能指标与结构参数。

表1 电机主要性能指标与结构参数

为减小极间漏磁,对电机转子q轴表面进行了挖槽处理,如图1所示。负载时,受电枢反应的影响,气隙磁场产生畸变,每极磁场呈前缘侧削弱后缘侧增强的变化如图2(a)所示。对负载气隙磁密进行谐波分析,由图2(b)可知,气隙磁密含有丰富的谐波,波形畸变率(THD)高达42.3%。

图1 常规转子结构示意图

图2 常规结构电机负载气隙磁密及其谐波分析

图3 为常规结构电机的负载反电动势波形及其谐波分析。由于气隙磁密畸变的影响,反电动势存在较高的11次、13次谐波,THD为25.55%,将加剧电机的转矩脉动与谐波损耗,严重影响电机的电磁性能。

图3 常规结构电机负载反电动势及其谐波分析

为削弱电枢反应的影响,结合电动机车单向驱动的特性,对常规结构电机进行了改进,设计了一种不对称偏心气隙结构,如图4所示。转子表面磁场增强处采用偏心气隙以增大气隙磁阻,降低气隙磁密;磁场削弱处受加工工艺的限制,气隙长度保持不变。当转子沿逆时针旋转时,A点处的气隙长度在每半个电周期内从最大值δmax变化到最小值δmin。图5分别为常规结构电机与不对称偏心气隙结构电机的有限元模型,其中不对称偏心气隙结构电机最大气隙长度为1.6 mm,最小气隙长度为0.5 mm。

图4 不对称转子结构示意图

图5 电机1/4有限元模型

2 电磁性能分析与对比

为研究不对称偏心气隙结构对电枢反应的抑制效果,本文采用有限元法并结合冻结磁导率法,对常规结构电机和不对称偏心气隙结构电机的气隙磁密、反电动势、电感、转矩等主要电磁性能进行分析与对比。

2.1 气隙磁密

图6为两电机的负载磁密云图,观察图6可得,采用不对称偏心气隙结构能有效降低定子齿部磁饱和。对比两电机负载气隙磁密及其谐波分析(图2和图7)可知,不对称偏心气隙结构能显著抑制电枢反应的影响,改善气隙磁密分布。经谐波分析可得,该结构电机气隙磁密THD降低了11.2%,同时基波幅值基本保持不变。

图6 两电机负载磁密云图

图7 不对称偏心结构电机负载气隙磁密及其谐波分析

2.2 反电动势

对比两电机负载反电动势波形可知,不对称偏心气隙结构电机的负载反电动势(图8)相较于常规结构电机(图3)有明显优化,11次、13次谐波得到显著抑制,其THD降至11.81%,进一步验证了该结构对电枢反应的抑制效果。

图8 不对称偏心结构电机负载反电动势及其谐波分析

2.3 电感

为考虑电机磁路饱和的影响,采用冻结磁导率法[17]对两电机电感参数进行了研究,其计算流程如图9所示。

图9 冻结磁导率法计算流程图

图10 为额定电流时,两电机电感参数随超前角γ的变化曲线。表2为直、交轴电感Ld,Lq和交叉耦合电感Ldq平均值的汇总。由图9和表2可得,相较常规结构电机,不对称偏心气隙结构电机的Ld基本不变,不会对电机的弱磁调速性能造成影响;但由于其交轴气隙的增大,导致Lq有所减小,或将影响位置控制效果;交叉耦合依旧很小,对电机磁饱和影响不大。

图10 两电机电感曲线

表2 平均电感

2.4 转矩

图11为两电机齿槽转矩和输出转矩比较。由图11(a)可知,不对称偏心气隙结构电机齿槽转矩不对称,但其峰峰值相较于常规结构电机降低了25%。由图11(b)可知,额定电流时,不对称偏心气隙结构电机平均输出转矩增加6.2%,即由3.925 N·m提升到4.161 N·m,有助于提高车辆带载能力;转矩脉动由86.12%降低至15.46%,得到显著抑制,能有效提升车辆的舒适性。

图11 两电机齿槽转矩与输出转矩

为研究两电机电磁转矩构成,采用冻结磁导率法对电磁转矩分量进行计算[17],计算式如下:

式中:TPM为永磁转矩;Tr为磁阻转矩;p为极对数;Ψd(FP,PM),Ψq(FP,PM)分别为永磁体单独作用时在直、交轴产生的磁链,FP表示冻结磁导率法,PM表示永磁体;Id,Iq分别为直、交轴电流。其中,磁阻转矩Tr由两部分组成:直、交轴电感差异引起的传统磁阻转矩,记为Trel1;交叉耦合引起的交叉磁阻转矩,记为Trel2。

图12为两电机各转矩分量随γ的变化曲线。可以看出,不对称偏心气隙结构电机平均输出转矩的增加主要归功于永磁转矩分量的增大(尤其在弱磁区域);而其传统磁阻转矩与交叉磁阻转矩有所减小,但输出转矩中这两者的占比很小,不影响转矩的整体输出能力。

图12 两电机电磁转矩分量

3 联合仿真与样机实验

3.1 联合仿真

由于Simulink电机模型较为理想,无法考虑磁饱和的影响,为贴近电机实际工作状态,本文搭建了JMAG-Simulink-PSPICE联合仿真平台,采用该平台对电机的控制性能进行了研究。

图13为联合仿真平台框图。其中采用更为精确的JMAG-RT电机模型替代Simulink理想电机模型;采用考虑实际开关管特性的PSPICE逆变电路替代Simulink逆变电路,PSPICE中开关管的驱动信号由Simulink给出,控制策略采用id=0的矢量控制。

图13 联合仿真平台框图

图14 为额定负载4 N·m,额定转速3 300 r/min时的A相电流波形,峰值电流为89.8 A;图15为突加4 N·m负载时的铁耗变化波形,额定负载下的铁耗值约为18.15 W,由于联合仿真的相电流非理想正弦,因此,相比有限元计算的铁耗大小增加了4.8%。

图16 为转速响应曲线,给定转速依次为3 300 r/min,2 500 r/min,3 000 r/min时的。可以看出,给定转速突变时,电机实际转速能快速跟踪给定,具有良好的调速性能。

图16 联合仿真转速响应曲线

3.2 实验结果

基于以上研究,本文试制了一台不对称偏心气隙结构样机,并对样机性能进行了测试。图17为样机在额定转速3 300 r/min时的空载相反电动势波形,与有限元计算结果基本吻合。图18为额定负载4 N·m时的A相电流波形,峰值电流为95 A,与联合仿真的电流峰值误差为5.8%,验证了联合仿真结果的合理性。

图17 样机空载反电动势

图18 样机负载相电流

图19 为样机在额定转速时不同负载下的效率曲线。由图19可知,该结构电机在不同负载时均具有较高的运行效率,有助于提高车辆的续航能力。图20为样机的实测T-n曲线,表明样机具有较宽的调速范围,证明了不对称偏心气隙结构的有效性和可行性。

图19 效率曲线

图20 样机T-n曲线

4 结 语

本文针对大功率电动机车,结合其单向驱动的特性,设计了一种不对称偏心气隙结构的永磁同步电动机,以抑制电枢反应的影响,优化负载气隙磁场分布。研究分析得出以下主要结论:

1)对于指定旋转方向,该结构能显著抑制电枢反应引起的气隙磁密与反电动势畸变,抑制转矩脉动,优化效率,进而提升车辆舒适性与续航能力;

2)采用冻结磁导率法分析得出,与常规结构电机相比,该结构电机交轴电感有所降低,直轴电感基本不变,交叉耦合电感变化不大,对电机弱磁调速性能与磁饱和无影响,在弱磁区域其永磁转矩分量较大,转矩输出能力有所提高;

3)通过联合仿真分析了电机的控制性能,样机实验验证了联合仿真的合理性,表明了样机具有较宽的调速范围和良好的调速性能,证明了该结构的有效性和可行性。