船用一體化泵永磁電機設計與研究

蔣超，喬鳴忠，彭威

（海軍工程大學 電氣工程學院，湖北 武漢 430033）

水泵是船舶上的重要機械，目前船用水泵基本都使用三相異步電機。電機一般通過聯軸器與水泵相連，使機泵系統體積較大，擠占狹窄船艙的有效空間；電機一般采用風扇冷卻，空氣噪聲較大，對狹窄船艙內人員身心健康具有不利的影響；而且異步電機的效率和功率因數通常低于同步電機。隨著社會和科技的進步，電機設計理念逐步從通用型設計向個性化、精細化設計發展，船用水泵獨特的應用環境對其配套電機的體積和噪聲性能提出了不同于陸用電機的特殊要求。

永磁電機不需要異步電機中的勵磁電流，比異步電機效率更高，相同功率下體積更小；功率較小時可省去散熱風扇，減小空噪，比異步電機更適合船舶水泵。通過在轉子上加裝啟動籠，永磁電機可在工頻下異步啟動，適應船舶的供電系統。在自啟動永磁電機啟動過程中存在3種轉速的磁場，轉速相同的磁場相互作用生成啟動過程中的平均轉矩，轉速不同的磁場相互作用生成均值為0的脈動轉矩；平均轉矩是順利啟動的關鍵[1]。

20世紀80年代，國外學者就開始進行了自啟動永磁電機的研究，其中以格拉斯哥大學的Miller最為典型[2]。國內方面，東南大學的程明[3]較早開展了自啟動永磁電機的研究，采用解析法推導出了自啟動永磁電機能否牽入同步的判據。沈陽工業大學趙清[4]研究了自啟動永磁電機采用徑向、切向、U型、W型4種不同轉子磁路結構時永磁體能提供磁通的最大面積，并給出了相應的表達式，轉子內外徑一定時，W型轉子磁路能提供最大的磁通量。華北電力大學李志強[5]采用時步有限元法和實驗研究了自啟動永磁電機斷相后的電流和轉矩脈動，發現即使在輕載情況下，斷相后電流和轉矩脈動也會大幅增加。山東大學田蒙蒙[6]研究了新型的變極啟動的自啟動永磁電機，通過在啟動過程中切換繞組的極數，能夠顯著提高自啟動電機的啟動性能。目前研究較多的自啟動永磁同步電機主要應用于游梁式抽油機和紡織機，此類應用場景需要電機具有較高的穩態效率和較大的啟動轉矩，因而設計時沒有追求高功率密度，機殼多采用與異步電機相同的型號，轉子多是采用永磁體內置式轉子，且啟動籠置于永磁體上方。目前針對泵用自啟動永磁電機的研究相對較少，紐芬蘭紀念大學的Rabbi[7]在2014年研制了一臺應用于井下的潛液泵自啟動永磁電機，該電機采用啟動籠置于永磁體上方的內置式轉子結構，具有優良的啟動性能和穩態效率；同時Rabbi也指出，井下換裝過程異常復雜，對自啟動永磁電機可靠性的擔憂是限制其在井下潛液泵中應用的重要原因。

船舶水泵簡單的換裝過程為船舶水泵的永磁化提供了可行性。船舶水泵轉矩與轉速的二次方成正比，對電機啟動轉矩的要求不高；但船舶水泵長期恒速運行，對電機的穩態性能要求較高；且船舶水泵工作環境空間狹窄，對電機的體積要求較高。根據船舶水泵對驅動電機的需求特點，本文以Y160M-4型異步電機為對比對象，進行了11 kW船用泵永磁電機設計與樣機制作。將電路方程、磁場方程、運動方程相結合[8]，分析了負載類型、轉動慣量對啟動性能的影響，以及極弧系數對穩態轉矩脈動的影響，并與異步電機進行了穩態效率比較。最后進行了啟動籠下置式自啟動永磁電機的設計和仿真分析。本文的研究內容可以為船用泵自啟動永磁電機設計人員提供有益參考。

1 船用泵自啟動永磁電機設計

永磁體內置式轉子方便在永磁體上方放置啟動籠，啟動時能獲得較大的異步轉矩，因此自啟動永磁電機通常選擇永磁體內置式轉子結構。

本文所設計的自啟動永磁電機以Y160M-4型異步電機為對比對象，機座選用比其小一號的132號機座，有效長度與其相同，定轉子內外徑均相應減小；并采用V型永磁體布置方式，增加每極磁通，提高電機單位體積功率。電機結構如圖1所示，主要設計參數如下：功率11 kW，線電壓380 V，頻率50 Hz，極數為4，轉速為1 500 r/min。

圖1 自啟動永磁同步電機結構Fig.1 Structure of self-start PMSM

圖2為采用有限元法計算得到的自啟動永磁電機空載氣隙磁密波形，可見其三次諧波含量較大。

圖2 空載氣隙磁密波形Fig.2 Waveform of no-load air gap flux density

為提高泵用自啟動永磁電機的可靠性，降低永磁體退磁風險，本文中電機的相反電勢取值低于額定相電壓，同時考慮永磁體的可逆溫度退磁效應，相反電勢基波值在永磁體預設工作溫度為75℃時的設計值為210 V。電機繞組采用星形連接時可消除線反電勢中的三次諧波，采用有限元法計算得到的線反電勢頻譜如圖3所示。

圖3 仿真空載線反電勢Fig.3 No-load line back EMF by simulation

為進一步減小電機與水泵系統的體積，本文所設計永磁電機與水泵為一體化連接，實驗樣機如圖4所示。電機出軸端直接與水泵葉輪相連，不便于采用傳統對拖法測量反電勢。

圖4 實驗樣機Fig.4 Experimental prototype

由于不帶負載時永磁電機在額定轉速下突然斷電后，轉子依靠慣性仍能繼續轉動。本文基于這一實際，在管道內無水的情況下，采用高分辨率示波器對斷電瞬間的線電壓波形進行捕捉，以斷電后的第一個電壓波峰作為線反電勢峰值的近似值，實驗電壓波形如圖5所示。由圖5可得，線反電勢峰值約為546 V，對應的相反電勢有效值約為223 V。由于電機只是短時空載運行，永磁體溫度約為環境溫度23℃，剩磁可逆溫度系數取-0.11時，對應75℃時的反電勢約為209 V，符合設計預期，也驗證了所建立有限元仿真模型的準確性。

圖5 實驗電壓波形Fig.5 Experimental voltage waveform

2 “場—路—運動”耦合計算

自啟動永磁電機定子電路如圖6所示。

圖6 定子電路Fig.6 Stator circuit

圖6中，Rs，Ll，e，u分別為每相繞組的電阻、端部漏感、感應電勢、端電壓。感應電勢可以聯系磁場與電路，即

式中：Lef，N，Sb分別為電樞有效長度、每相繞組串聯導體數、每相繞組導體截面積；Ai為有限元單元矢量磁位均值；S+b，Sb分別為每相電流流出與流入的導體區域，求和項涵蓋每相電流流出或流入的導體區域所有單元。其中矢量磁位A滿足：

式中：Ω為磁場域；Γ為永磁體邊界；μ為磁導率；Jm為等效面電流密度；j為傳導電流密度；μ1為永磁體磁導率；μ2為鐵心磁導率。

電磁轉矩可以聯系磁場與運動，即

式中：Tem，TL，J，W分別為電磁轉矩、機械負載轉矩、系統轉動慣量、機械角速度；r，Bθ，Br分別為氣隙中任意半徑、氣隙磁密徑向和切向分量；μ0為真空磁導率。

聯立式（1）～式（5），采用有限元法進行空間離散，采用歐拉向后差分法進行時間離散，給定端電壓、機械負載轉矩，在每個時間步內采用Newton-Raphson迭代法計算代數方程組，所得結果作為下一步計算的條件，即可求出電機所有瞬態過程[8-9]。

3 負載啟動性能研究

本文中機泵系統轉動慣量可由下式求得，為0.08 kg?m2。

式中：mr，ms，mp，Rr，Rs，Rp分別為電機轉子、連接軸、泵葉輪的質量與外徑；kp為考慮葉輪附連水作用而引入的修正系數。

圖7為啟動過程中的電流曲線，在啟動過程中三相電流不對稱，有較大的電流沖擊。通常異步電機啟動電流倍數為5～7.5，本文中電機最大啟動電流倍數約為7，符合異步電機技術標準要求。

圖7 啟動電流Fig.7 Current of starting process

水泵類負載不同于恒轉矩負載，在啟動過程中轉矩與轉速的二次方成正比，在額定轉速下達到額定轉矩。在啟動初期，水泵負載轉矩較小，對電機啟動轉矩要求較低，而恒轉矩負載在啟動初期即對啟動轉矩的要求較高。圖8為不同負載類型時轉速曲線，由圖8可見，達到額定轉速時，帶水泵負載時比帶恒轉矩負載歷時更短，船用泵對其驅動電機啟動能力的要求不高，一般均能得到滿足。

圖8 不同負載類型時轉速曲線Fig.8 Speed curve with different load type

本文還研究了不同水泵系統轉動慣量下的啟動過程，圖9為轉動慣量為1～4.5倍真實轉動慣量下的啟動過程轉速曲線。當系統轉動慣量達到原轉動慣量4.5倍時，轉速無法穩定于同步轉速，其原因是牽入同步過程中電磁轉矩所做功無法滿足該系統轉動慣量下轉速躍升的能量需求。由此可見，系統轉動慣量對啟動性能尤其是牽入同步性能影響重大，本文中電機能順利啟動的臨界轉動慣量約為系統轉動慣量的4倍。對船用泵系統而言，系統轉動慣量主要體現為電機轉子的轉動慣量，因此不同于抽油機類負載，自啟動永磁電機應用于水泵時其牽入同步能力一般均是足夠的。

圖9 不同轉動慣量下轉速曲線Fig.9 Speed curves with different moment of inertia

4 負載穩態性能研究

4.1 轉矩脈動分析

與表貼式和無啟動籠內置式永磁電機的極弧系數可以連續調節不同，自啟動永磁電機需要通過永磁體槽與轉子槽配合形成隔磁橋限制漏磁，極弧系數無法連續調節。

本文對相鄰永磁體槽跨兩個轉子槽（槽間距分別為6 mm，8 mm，10 mm）和跨3個轉子槽（槽間距為16 mm）共4種情況下的穩態轉矩進行了計算（其他取值會導致轉子結構明顯不合理，故未考慮），相應穩態轉矩局部細節如圖10所示。4種情況對應的穩態峰峰值轉矩脈動率在15%左右，僅處于工程可接受水平。一個電周期內出現6次較大的轉矩脈動，轉矩脈動基波為6倍電頻率，這主要是由基波電流產生的基波磁動勢與轉子5次、7次諧波磁動勢相互作用，以及5次、7次諧波電流產生的諧波磁動勢與轉子基波磁動勢相互作用引起。

圖10 不同永磁體槽間距時轉矩曲線Fig.10 Torque curves with different PM slot spacing

4.2 運行效率分析

水泵電機長期在固定工況下連續運行，電機效率也是其穩態性能的重要方面。自啟動永磁電機穩定運行時轉子轉速為同步速，理想情況下啟動籠中沒有電流，但實際中在氣隙磁場時空諧波作用下，啟動籠也會產生銅耗。根據時步有限元模型計算得到的繞組電流和電機各部位磁通密度、電流密度隨時間的變化，可得到電機穩定運行時各種電磁損耗的瞬時值。

定子繞組銅耗瞬時值由下式確定：

式中：iA，iB，iC，Rs分別為三相電流和相電阻。

由于是散嵌繞組，且運行頻率較低，不需考慮集膚效應。

定轉子鐵耗瞬時值由下式確定[10]：

其中

式中：ph，pc，pe分別為鐵心區域某點的瞬時磁滯損耗密度、渦流損耗密度、異常損耗密度；SFe為鐵心區域面積；B為該點的磁密；Hirr為基于等效橢圓磁滯回環模型得到的磁場強度不可逆分量；Bm和θ分別為等效橢圓磁滯回環模型中的磁密最大值和角度；d為硅鋼片厚度；σ為硅鋼片電導率；kh，ke為由鐵磁材料損耗曲線擬合得到的損耗系數。

啟動籠銅耗瞬時值由下式確定：

式中：in，Rring分別為第n段端環電流與電阻；σ為導條電導率；Sbar為導條區域面積。

永磁體渦流損耗瞬時值由下式確定：

式中：SPM為永磁體區域面積。

各損耗瞬時值計算結果如圖11所示，定子銅耗、定轉子鐵耗、啟動籠銅耗、永磁體渦流損耗時均值分別為476.4 W，93.5 W，71.2 W，1.1 W。可見雖然運行于同步轉速，但在諧波磁場作用下，啟動籠銅耗在總損耗中也占有一定比例，不可忽略；永磁體渦流損耗很小，原因是內置式永磁體受氣隙諧波磁場影響較小；定子繞組銅耗占比最大。

圖11 穩態損耗Fig.11 Steady-state loss

自啟動永磁電機效率可由下式確定：

經計算，本文中自啟動永磁電機效率為93.2%，高于Y160M-4型異步電機88%的效率[11]，達到GB18613—2012中2級能效等級91.4%的效率要求[12]，水泵系統配用自啟動永磁電機后在體積減小的同時，效率明顯提升。

4.3實驗驗證

由于本文所設計泵用自啟動永磁電機出軸端直接與泵葉輪相連，不便進行轉速與轉矩的測量，僅將時步有限元模型計算所得端電壓和電流與實測值進行了對比，以此驗證仿真模型和所得結論的準確性。圖12為穩態相端電壓和相電流，其中圖12a、圖12b分別為實測和仿真所得相端電壓和相電流波形，圖13為實測和仿真所得相電流頻譜。

圖12 穩態相端電壓和相電流Fig.12 Steady phase voltage and phase current

由圖13可見，電流基波有效值大小存在差異，這主要是因為實驗時由于管路水力負載不可控，電機并未工作在額定工況，而是略高于額定工況，導致實驗測得的電流略高于仿真值。但仿真與實驗所得波形和諧波含量吻合良好，從而驗證了仿真模型和結論的準確性。

圖13 穩態電流頻譜Fig.13 Steady current spectrum

5 啟動籠下置式泵用自啟動永磁電機仿真分析

基于泵用自啟動永磁電機啟動性能需求低、穩態性能需求高，而啟動籠上置式自啟動永磁電機啟動性能優良、穩態轉矩脈動僅處于工程可接受水平的實際情況，本文采用啟動籠下置的思路對船用泵自啟動永磁電機進行了再設計和仿真分析。

再設計的自啟動永磁電機主要尺寸、空載反電勢取值和運行條件與原電機保持一致，僅對定子繞組匝數和轉子結構進行了調整，如圖14所示。啟動籠下置后，有效氣隙增大，勵磁電抗減小，啟動過程中的異步轉矩下降，啟動性能削弱；但可以采用表貼式轉子磁極，能方便地調整極弧系數和對磁極進行修形，轉子槽開口引起的齒槽效應也將減弱，可以得到諧波含量較小的空載氣隙磁場，減小穩態的轉矩脈動、電磁噪聲和諧波損耗，提高穩態性能。考慮到表貼永磁體一般需要采用護套緊固，碳纖維護套成本較高而不銹鋼護套渦流損耗較大，本文再設計的船用泵自啟動永磁電機將偏心磁極內置于轉子表層下方，由硅鋼片充當轉子護套，既可獲得較好的氣隙磁密波形，又避免了護套渦流損耗。

圖14 調整后的自啟動永磁同步電機結構Fig.14 Structure of adjusted self-start PMSM

對啟動籠下置式自啟動永磁電機進行計算，其啟動過程的轉速、轉矩分別如圖15、圖16所示。

圖15 啟動過程轉速Fig.15 Starting process speed

圖16 啟動過程轉矩Fig.16 Starting process torque

可見，其他條件不變的前提下，啟動籠下置時相比啟動籠上置時，自啟動永磁電機達到額定轉速的時間由0.13 s增加至0.4 s，但穩態轉矩脈動率由13.4%下降至1.5%。究其原因，主要是空載氣隙磁密波形改善使反電勢和穩態電流正弦度均得到提高，相應頻譜如圖17、圖18所示。

圖17 空載相反電勢頻譜Fig.17 No load phase back EMF spectrum

圖18 穩態相電流頻譜Fig.18 Steady-state phase current spectrum

啟動籠下置后的各項電磁損耗如圖19所示，定子銅耗、定轉子鐵耗、啟動籠銅耗、永磁體渦流損耗時均值分別為502.1 W，60.4 W，0.8 W，1.9 W。相比啟動籠上置式結構，定轉子鐵耗減小33.1 W，啟動籠銅耗大幅降低70.4 W，主要原因是氣隙磁場時空諧波降低后，定轉子鐵心中的諧波鐵耗相應減小，啟動籠中的感應電流較小，且啟動籠下置后受定子諧波磁場作用減小，效率進一步提升至93.7%。

圖19 穩態損耗Fig.19 Steady-state loss

對于泵用自啟動永磁電機，啟動籠上置式轉子結構啟動性能有余而穩態性能欠佳，啟動籠下置式轉子結構在啟動性能可接受的前提下能明顯改善電機穩態轉矩脈動，降低啟動籠銅耗，對于對噪聲性能有要求的船用泵而言，這種改善更有意義。

6 結論

本文結合船用泵電機啟動性能要求低、體積和穩態性能要求高的特點，對適用于船用泵的自啟動永磁電機進行了設計與分析，實驗數據驗證了分析模型的有效性，所得結論如下：1）自啟動永磁電機驅動水泵負載時啟動能力和牽入同步能力通常是足夠的。2）為減小自啟動永磁電機轉矩脈動，應降低氣隙磁密5，7次諧波。3）啟動籠上置式自啟動永磁電機，穩態運行時啟動籠銅耗不可忽略。4）啟動籠下置式自啟動永磁電機，在保證啟動性能的前提下能大幅降低穩態轉矩脈動和啟動籠銅耗，更適合船用泵應用場合。