多磁路結構永磁電機氣隙磁密波形優化*

陳麗香，王正祥

(沈陽工業大學 國家稀土永磁電機工程技術研究中心，沈陽 110870)

多磁路結構永磁電機氣隙磁密波形優化*

陳麗香，王正祥

(沈陽工業大學 國家稀土永磁電機工程技術研究中心，沈陽 110870)

永磁電機一直以高性能的優勢倍受電機界的關注，但卻因高檔永磁體的成本高而影響其推廣應用。為了減少永磁電機的制造成本，以一臺8.8kW、20極24槽內置切向式直驅永磁電機為例，采用價格低廉的鐵氧體來降低永磁電機的制造成本。提出轉子開口結構來減少內置切向式結構的漏磁因數，利用不均勻氣隙方法來改善其空載氣隙磁密波形。并利用有限元軟件Ansoft分析不同永磁體充磁方向長度不同轉子開口長度時永磁電機的漏磁因數、空載氣隙磁密基波幅值、齒槽轉矩曲線。同時采用多組不均勻氣隙數值進行仿真對比，得到空載氣隙磁密波形畸變率與偏心距之間的關系曲線。分析表明在電機的性能與采用表面式釹鐵硼永磁電機相差不大的情況下，電機的體積沒有增加，降低了永磁電機的制造成本。

內置切向式結構；直驅永磁電機；轉子開口；不均勻氣隙

0 引言

永磁電機具有結構簡單，體積小，效率高等優點，因而應用范圍極為廣泛[1-3]。但近年來由于稀土永磁材料的大幅漲價，特別是在2011年稀土價格達到頂峰時，燒結釹鐵硼磁體的價格漲了將近5倍。2012年雖然釹鐵硼的價格有所回落，但從整體上相比2000年及以前還是有大幅度的提高，直接導致永磁電機的制造成本大幅增加，阻礙了永磁同步電機的發展和在行業內的推廣。因此怎樣在保證永磁電機功率密度和性能的同時，使用價格低廉的永磁材料，降低永磁同步電機的制造成本顯得非常有必要。在分析磁路結構的基礎上采用內置切向式結構，使用價格低廉的鐵氧體永磁材料來降低永磁電機的制造成本。但由于鐵氧體的磁性能較差，并且內置切向式結構的漏磁因數、空載氣隙磁密波形畸變率較大，直接影響永磁電機的性能。

眾多學者對永磁同步電機的永磁磁密波形進行了優化設計，但大部分是針對表面式結構的[4-7]。山東大學的王秀和等人采用 Zooming 算法對內置式永磁電機磁極不對稱角度進行優化，以及通過改變隔磁磁橋形狀改變一個磁極的極弧寬度等方法，來削弱內置式結構永磁電機的齒槽轉矩[8-9]。文獻[10-11]對采用不均勻氣隙的方法改善永磁電機空載氣隙磁密波形進行了研究。以一臺8.8kW、20極24槽內置切向式直驅永磁電機為例，采用轉子開口結構來減少內置切向式結構的漏磁，采用不均勻氣隙方法來改善其空載氣隙磁密波形。

1 普通切向式與表面式結構對比

兩種電機的模型如圖1所示，基本參數如表1所示。

(a)內置式鐵氧體結構 (b)表面式釹鐵硼結構圖1 兩種電機的二維模型 表1 電機基本參數

項目參數定子鐵心外徑/mm445定子鐵心內徑/mm315鐵心長度/mm330定子槽數24極數20每槽導體數390額定轉速/r·min-160轉子鐵心內徑/mm100

兩種結構永磁電機的空載氣隙磁密諧波幅值占基波百分比如圖2所示。不同結構的漏磁因數、空載氣隙磁密波形畸變率、齒槽轉矩的對比如表2所示。

圖2 諧波幅值占基波百分比 表2 兩種電機性能對比

項目內置式結構表面式結構漏磁因數1.361.27齒槽轉矩/N·m38.917.9氣隙磁密波形畸變率/%30.5818.04

由表2可以得到普通的內置式永磁結構的漏磁因數比表面式永磁結構大了7.1%、齒槽轉矩大了117.3%、空載氣隙磁密波形畸變率大了69.5%。為了減小內置式結構的漏磁因數，進而減少永磁材料的使用量提出了一種轉子開口結構，如圖3所示。

2 轉子槽開口對電機性能的影響

2.1 不同參數對漏磁因數、齒槽轉矩的影響

如圖4所示轉子開口后限制了部分磁路，改變了磁力線走向，減少了漏磁。為了分析不同永磁體充磁方向長度、轉子開口長度對漏磁因數和齒槽轉矩的影響。在保證定子參數和永磁體厚度為70mm不變的同時，分析不同的永磁體充磁方向長度hM(如圖3所示)、轉子開口長度L(如圖3所示)分別為8mm、10mm、12mm、14mm、16mm時永磁電機的漏磁因數、空載氣隙磁密基波幅值、齒槽轉矩。結果如圖5～7所示。

圖3 轉子開口結構示意圖

(a) 轉子閉口結構 (b)轉子開口結構圖4 磁力線分布圖

圖5 不同參數時的漏磁因數

由圖5得到在相同的開口長度下充磁方向長度越小漏磁因數越小。

圖6 不同參數的齒槽轉矩

由圖6可以得到不同充磁方向長度均在開口長度為12mm時齒槽轉矩最小。選擇開口12mm為最后方案。不同永磁體充磁方向長度在轉子開口長度為12mm時的齒槽轉矩如表3所示。

表3 不同參數時的齒槽轉矩

圖7 不同參數時氣隙磁密基波幅值

由圖7可以得到在開口長度為12mm時充磁方向長度分別為23mm、22mm、20mm、18mm時的氣隙磁密基波幅值如表4所示。

表4 氣隙磁密基波幅值

為了保證永磁電機有較好的性價比，必須在保證電機性能的同時，盡量減少鐵氧體的用量，綜合選取充磁方向長度為20mm、開口長度為12mm為最終方案。

2.2 永磁體厚度對漏磁因數的影響

為了研究不同永磁體厚度對漏磁因數的影響，在保證其它定子參數不變的同時，選取鐵氧體的充磁方向長度為20mm、開口長度為12mm固定不變，分別取鐵氧體厚度為70mm、60mm、50mm、40mm進行對比，在對比中選取同樣尺寸的轉子隔磁磁橋，如圖8所示。經過仿真分析不同鐵氧體寬度時漏磁因數和氣隙磁密基波幅值如圖9所示。

圖8 隔磁磁橋尺寸示意圖

圖9 不同參數時漏磁因數和氣隙磁密基波幅值

由圖9可以得到當永磁體寬度從70mm變到40mm時，漏磁因數增大了28.1%、氣隙磁密基波幅值減少了40.5%。為了保證永磁電機有較好的性能取鐵氧體厚度70mm作為最終方案。此時兩種電機性能的對比如表5所示，內置式鐵氧體永磁結構的空載氣隙磁密波形畸變率比表面式釹鐵硼永磁結構大44.3%。為了提高永磁電機的性能，采用不均勻氣隙的方法來改善內置式鐵氧體永磁結構的空載氣隙磁密波形。

表5 兩種電機性能對比

3 不均勻氣隙對電機性能的影響

采用不均勻氣隙結構如圖10所示。對于傳統的電機均采用均勻氣隙，轉子沖片為標準的圓形，如圖所示為以O為圓心的圓。采用不均勻氣隙結構后，在永磁體磁極跨距范圍內對應的轉子沖片圓周以點O′為圓心，其余部分仍以點O為圓心，定義OO′為偏心距，δmin、δmax分別如圖10所示。

圖10 不均勻氣隙示意圖

當采用不同的偏心距OO′時即不同的δmax/δmin值，空載氣隙磁密波形畸變率如圖11所示。不同δmax/δmin時永磁電機的空載氣隙磁密波形畸變率、漏磁因數、氣隙磁密基波幅值、齒槽轉矩對比如表6所示。

圖11 不同偏心距時空載氣隙磁密波形畸變率

由圖11可以得到并不是δmax/δmin的值越大氣隙磁密波形畸變率越小，兩者之間的關系近似二次曲線。當δmax/δmin值越大時，電機的漏磁因數就越大，為了保證電機的性能，就需要使用較多的永磁材料來保證電機的氣隙磁密，所以要綜合考慮來選取δmax/δmin的值。在本次設計中采用不均勻氣隙前空載氣隙波形畸變率為32.38%，采用不均勻氣隙后在δmax/δmin=3附近時空載氣隙磁密波形畸變率最小為16.1%左右，減小了50.3%。

表6 不同δmax/δmin時永磁電機參數對比

為了保證永磁電機的性能，選取氣隙磁密基波幅值相對較高，同時畸變率相對較低的方案。選取δmax/δmin=1.8為最終方案。此時兩種電機的性能對比如表7所示。兩者的空載氣隙磁密波形畸變率相差不大。

表7 兩種電機性能對比

4 試驗驗證

采用內置式鐵氧體結構后與同機座號同功率的表面式釹鐵硼結構永磁電機的線反電動勢波形及諧波幅值占基波百分比對比如圖12～13所示，其中線反電動勢波形圖采用美國泰克的TDS1012測得。

(a)線反電動勢波形

Voltage THD=2.738% (b)諧波幅值占基波百分比圖12 內置式鐵氧體結構

(a)線反電動勢波形

Voltage THD=2.679% (b)諧波幅值占基波百分比圖13 表面式釹鐵硼結構

對比圖12和圖13可以得到內置式鐵氧體永磁電機的線反電動勢波形畸變率為2.738，與表面式釹鐵硼永磁電機的線反電動勢波形畸變率2.679%相差不大。表明采用不均勻氣隙可以有效改善永磁同步電機的空載氣隙磁密波形，從而降低對應的線反電動勢的總諧波畸變率。

5 結束語

針對內置切向式直驅永磁電機的轉子磁路結構進行了研究，表明采用轉子開口結構后，內置切向式結構的漏磁因數最大可以減少12.7%、采用不均勻氣隙后空載氣隙磁密波形的畸變率最大可以減少50%，但考慮到氣隙磁密基波幅值、機械強度等因素的影響，要適當選取不均勻氣隙的尺寸。最后對設計的內置鐵氧體永磁電機與表面式釹鐵硼永磁電機進行了對比，兩者在體積相同的情況下線反電動勢波形畸變率相差不大。因而直驅永磁電機可以采用內置式鐵氧體永磁結構來降低永磁電機的制造成本。

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(編輯 趙蓉)

Optimal Design of Airgap Flux Density of Multi Magnetic Structure of Permanent Magnet Motor

CHEN Li-xiang，WANG Zheng-xiang

(National Engineering Research Center for REPM Electrical Machine ,Shenyang University of Technology, Shenyang 110870,China)

In order to reduce the manufacturing cost of permanent magnet motor, in this paper, taking a 8.8kW, 20 pole 24 slot built-in tangential type direct-drive permanent magnet motor as an example, using inexpensive ferrite to reduce the manufacturing cost of permanent magnet motors. Propose the rotor opening structure to reduce the magnetic flux leakage factor of built-in tangential type, Using the non-uniform air gap method to improve the wave of no-load airgap flux density. And by using the finite element software Ansoft analysis of magnetic flux leakage factor, the fundamental amplitude of no-load airgap flux density and the cogging torque curve when diffierent length of permanent magnet magnetization direction and different length of rotor opening. In order to get curves between waveform distortion rate of no-load airgap flux density and eccentricity, using multiple sets of non-uniform air gap value for simulation and compared. Analysis shows that when the performance of the motor colse to the surface-type NdFeB permanent magnet motors the volume of built-in tangential type permanent magnet motor did not increase, reducing the manufacturing cost of permanent magnet motor.

built-in tangential type；direct-drive permanent magnet motor；rotor opening；non-uniform air gap

1001-2265(2014)06-0038-04

10.13462/j.cnki.mmtamt.2014.06.011

2013-09-29;

2013-10-28

國家科技重大專項“永磁電機技術與二次供水技術耦合”(2011ZX07411-001-1)

陳麗香( 1973—) ，女，沈陽人，沈陽工業大學高級工程師，碩士，主要從事永磁電機研究和開發，(E-mail)chen_lx47@aliyun.com；通訊作者：王正祥( 1988—) ，男，河南新鄉人，沈陽工業大學碩士研究生，研究方向為特種電機及其控制，(E-mail)junjie200803@163.com。

TH165;TG65

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