转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
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转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
张
蔚
林明耀
中图分类号 : TM 351 TM 341
文献标识码 : A
文章编号 :
1001 6848( 2007) 06 0035 04
转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
张
( 1. 东南大学 电气工程学院 , 南京
蔚
1 , 2
, 林明耀
1
210096;
2. 南通 大学 电气工程学院 , 南通
时 U、W 型 结构永 磁电机 的暂 态起 动性 能曲线 , 如图 10 和图 11 所示。 起动 过程 中既 有平 均转 矩, 又有 磁阻 转矩 ; 磁阻转矩的大小影响电机起动性能。由于磁阻转 矩取决于交直轴同步电抗 X d、X q 之差 , 相差越大 , 37
微电机
2007 年
第 40卷
第 6期 ( 总第 162期 )
表 2 中 , cos 为功率因数, ∀为效率 , T po为
htt
w / / p:
m i . ww
n c . r o t mo
图 8 U 型转子结构异步起动转矩 /转差率曲线
图 9 W 型转子结构异步起动转矩 /转差率曲线
3 3 暂态起动性能 通过 建立永 磁电机 M at lab / si m u link 模 型, 对 暂态起动性能进行仿真。这里采用电流跟踪 P WM 控制, P I调节器调节永磁同步电动 机的转速。模 型通过可变步长类型算法 odel15s 求解 , 得出空载
! !
永磁同步 电机设计中 , 转子永磁体 的形状和 尺寸对电机性能有着很 大的影响。不 同转子磁路 结构使电机的交、直轴同步电抗 X q、 X d 及其同步 电抗比 X q /X d ( 凸极率 )不同。本文以设计 U、W 型 两种转子磁路结构的 15 k W NdFeB 稀土永磁同步 电动机为例, 分别对 电机参数和起动 性能进行计 算 , 分析不同转子磁路结构对电机性能的影响。
路中永磁体两端向外磁 路提供的磁动 势。永磁体 向外磁路提供的总磁通
收稿日期 : 2006 11 16
m
可分为主磁通
微电机
2007 年
第 40卷
第 6期 ( 总第 162期 )
主要尺寸为 : 定子: D 1 = 260 mm, D i1 = 170 mm ; 转子: D i2 = 60 mm, D 2 = 168 7 mm; 定、转子槽 数 : Z 2 /Z 1 = 36 /32 ; 定子铁心长度 : L 1 = 190 mm; 磁桥宽度: w = 4 33 mm。 为了使两种结构 的永磁体每极所 提供的空载 气隙磁通相 等, 在磁 桥宽度相 同的情况 下, 调整 U、 W 型永磁体尺寸。所研究的 U、W 型转子结构 的永磁同步电动机截面图如图 2 、图 3 所示。两种 不同转子结构的永磁体 在约束条件下 , 永磁体磁 化方向长度和永磁体的 宽度均不完全 一样, 从而 使得两种结构的电动机的参数和性能 也随之发生 变化。
the basis of using U shaped and W shaped rotor structure separately , the d ifferent rotor structures are ca lculated by the field c ircu it m ethod . T he start up perfor m ance is si mu
U型 100 950 0 077 1 231 0 062
W型 117 080 0 080 1 279 0 063
使电机的转矩产生脉 动。本文研 究的 U、 W 型内 置式永磁同步电 动机, 其转子 表面开槽使电 机具 有自起动能力 , 从而也使得转 子永磁体与转 子表 面齿、槽以及定子 齿、槽之 间相互作 用导致电 磁 转矩波动。为使电 机运行平 稳, 希望 永磁同步 电 动机定位转矩越 小越好。通过 计算不同转子 位置 时气隙分界面上 的麦克斯韦张力 , 得到两种 结构 样机的定位转矩特性曲线, 如图 6 和图 7 。可见 U 型转 子 结 构 的 定 位 转 矩 小 于 W 型。因 此, 在 PMSM 电机的设计中, 选择 U 型转子结构可以减小 定位转矩 , 电机运行的平稳性较好。
磁体的利用率高于 W 型。 2 2 电枢反应电感计算 利用 ANSYS 有限元分析软件通过能量法计算 转子在不同位置时电枢反应电感的数值。图 4 和图 5分别为不 同转子结 构的交、直轴电枢 反应电 感 L ad、 L aq 随转子位置变化的曲线。
由图 4 和图 5 中显示出转子在 90∀ 电角度变范 围内 , U 型 结 构交 轴 电 枢反 应 电 感变 化 4 77 mH, W 型 枢反应电感变化 Ld1 = 0 44 mH, W 型为 L q1 = L q2 = 5 93 mH。 U 型结构直轴电
/W b /W b
空载漏磁系数 / !0
在电机气隙磁通相等的条件下, 由计算知 , U 型结构永磁体用量比 W 型永磁体少 22 5 % 。从表 1 中的数据可以看出 , U 型结构的等效永磁体的磁 动势比 W 型小 16 % , 但 U 型转子的空载漏磁系数 小于 W 型。 以上综述可知, U 型转子结构使用的永磁体较 少 , 但却能提供较大的气隙磁通 , 即 U 型结构永 36
0
n c . r on th e operation perform lated by usin g M atlab / S i m u link , and the effects o f d ifferent ro tor o structures t ances o f PM S M are ana lyzed. These are very usefu l for the desi o gn o f PM SM w ith U shaped and W m m shaped ro tor structure . i . w KEY W ORD S : PM S M; A r m ature inductance; w M atlab / Si m ulink si m ulat io n ; S tart up perform ance w / / : 磁通 , 对应 的磁导分别为 主磁导 和漏磁 导 p t 引 言 t 。分析时可 根据磁 通的 分布情 况分成 许多段 , h
转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
张
蔚
林明耀
失步转矩倍数 , T st为起动转矩倍数, I st为起动电流 倍数 , E 0 空载反电动势, X q /X d 为凸极率。 3 2 异步起动性能 具有自起动功能的 永磁同步电机 , 异步起 动 过程中的平均转矩 T av 可以看成由异步转矩 T c 和制 动转矩 T g 两个 平均转矩分量 组成, 即 T av = T c + T g。图 8 和图 9 所示为 U、 W 型转子结构的永磁同 步电动机异步起动转矩 转差率曲线。 可以看出, 影响平均转矩的主要是异步转矩 。 从图 8和图 9 可以看出, U 型转子结构异步起动时 在 s = - 0 3 处 凸 起, 达 到 最 大 转 矩 T m ax = 280 56 N# m, W 型 s = 0 4 处凸起 , 且达到最大转 矩 Tm ax = 312 20 N# m, 高于 U 型转子结构的最大转 矩。因为 E 0 与 X d 决定着电动机电磁转矩中永磁转 矩的幅值, 从而也决定着失步转矩的幅值和倍数。 在约束条件下, 计算知 U 型转子结构的 X d 大于 W 型的 X d。由表 2 中的数据可以看出, U 型转子结构 的 E 0 小于 W 型, 因此 W 型转子结构的最大转矩高 于 U 型结构的最大转矩。
d2
L = n c 0 85 mH。可以看出 , 随着转子角度在 0 ∀~ 90∀电 2 磁路参数计算 . r 角度范围内变化 , 直轴电枢反 应电感变化率 均小 o t o 2 1 空载漏磁系数 于交轴电枢反应电感 变化率, 说 明 U、 W 型 转子 m m i 结构的交轴电抗的影响比直 轴电抗所受磁路 饱和 因为 F = H h ! 10 , ( h 为永 磁体磁化方 . w 向长度 ) , 所设计的 U、 W 型转子结构的 h 不同 ,w 的影响大。磁路饱和使交轴电 抗具有明显的 非线 w / L < L , 表明 U 型转子结构直轴 / 因而两 种结构 的永磁 体等效 成不 同的 磁动 势源。 性。另外 , : p 电枢反应电感变化曲线比 W 型曲线平坦 , U 型转 根据图 1 模型, 不同结构电机空载时可等效成两种 t t h 两种不同体 子结构直轴电抗受磁路饱和的影响小于 W 型转子 不同的磁路。为了了 解在约束条件下
- 2 c c m m m d1 d2
结构对电磁参数的影响 , 本文利用 ANSYS 有限元 分析软件, 分别建立了 U、 W 型转子 结构的永磁 同步电动机二维模型 , 对空载电磁场 分布进行了 计算, 结果如表 1 所示。
表 1 空载电磁场分布计算结果 转子结构 磁动势 /A 总磁通 主磁通
m
结构 U 型转子结构的直轴电抗的线性特性较好。 2 3 定位转矩计算 定位转矩是指电枢 电流为零 , 而 对应于不 同 转子位置时 , 因磁路磁阻的不 均匀性所产生 的转 矩。定位转矩与电枢电流产生的电磁转矩相叠加 ,
3 性能计算与仿真
3 1 工作特性 通过场路结合法 计算得到两种不 同转子结构 的电机工作特性如表 2 所示。
表 2 U、 W 型转子结构永磁电机特性计算结果 转子结构 cos ∀ T po T st I st E0 X q /X d U型 0 899 0 932 1 584 2 193 7 601 184 669 1 524 W型 0 980 0 939 1 846 2 878 8 646 215 086 1 560
再经过串、并联组 合。主磁 导和漏磁 导是各段 磁 路磁导的合成。
1 转子磁路设计
1 1 永磁体模型 为了便于分析研究, 如图 1 所示 , 在磁路分析 中将永磁体等效成一个恒磁动势源 F c 与一个恒定 的内磁导
0
图 1 空载时外磁路等效磁路
相串联的磁动势源
[ 1]
。 F m 为每对极磁 和漏
1 2 转子磁路结构 假设两种不 同转子结构的 永磁同步电机 除转 子永磁体结构不 同外, 其他 尺寸都相 同。在该 约 束条件下 , 转子永磁体结构分 别采用内置式 径向 的 U 和 W 型。两种不同结构的永磁同步电动机的 35
以上分析得出永磁同步 电动机的性能对 转子 永磁体的结构很 敏感。因此 , 在电机 性能指标 要 求不高情况下 , 可以 采用wk.baidu.comU 型转子结构 , 这样可 以减少永磁体用 量, 节约成 本。若要 求设计的 永 磁同步电机具有较高的运行性能 , 则采用 W 型转 子结构, 但要以增加永磁体用量作为代价。
226007)
摘
要 : 分别对采用 U、 W 型永磁转子结构的 15 k W 永磁同步电动机进行设计 , 利用场路结合
法计算不同转子结构电机参数 。使用 M a tlab /S i m ulink 仿真软件对两种转子磁路结构的起动性能 仿真, 分析了不同转子结构对永磁同步电动机性能的影响。 所得结论对采用 U、 W 型转子结构 的永磁同步电动机设计具有一定参考价值 。 关键词 : 永磁同步电动机 ; 电枢反应电感 ; M atlab / S inm link 仿真; 起动性能 Influence of Rotor M agnetic C ircu it Struc ture on P erform ances of PM Syn chronousM otor ZHANG W e i , L I N M ing yao ABSTRACT: In th is paper ,
1, 2 1
(1 . Southeast U niversity, Nan jing 210096 ; 2 . Nantong University, Nantong 226007 , Ch in a) a 15 k W per m anent m agnet synchronous m otor ( PM S M ) is designed on and the para m e ters of m otor w ith
张
蔚
林明耀
中图分类号 : TM 351 TM 341
文献标识码 : A
文章编号 :
1001 6848( 2007) 06 0035 04
转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
张
( 1. 东南大学 电气工程学院 , 南京
蔚
1 , 2
, 林明耀
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210096;
2. 南通 大学 电气工程学院 , 南通
时 U、W 型 结构永 磁电机 的暂 态起 动性 能曲线 , 如图 10 和图 11 所示。 起动 过程 中既 有平 均转 矩, 又有 磁阻 转矩 ; 磁阻转矩的大小影响电机起动性能。由于磁阻转 矩取决于交直轴同步电抗 X d、X q 之差 , 相差越大 , 37
微电机
2007 年
第 40卷
第 6期 ( 总第 162期 )
表 2 中 , cos 为功率因数, ∀为效率 , T po为
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n c . r o t mo
图 8 U 型转子结构异步起动转矩 /转差率曲线
图 9 W 型转子结构异步起动转矩 /转差率曲线
3 3 暂态起动性能 通过 建立永 磁电机 M at lab / si m u link 模 型, 对 暂态起动性能进行仿真。这里采用电流跟踪 P WM 控制, P I调节器调节永磁同步电动 机的转速。模 型通过可变步长类型算法 odel15s 求解 , 得出空载
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永磁同步 电机设计中 , 转子永磁体 的形状和 尺寸对电机性能有着很 大的影响。不 同转子磁路 结构使电机的交、直轴同步电抗 X q、 X d 及其同步 电抗比 X q /X d ( 凸极率 )不同。本文以设计 U、W 型 两种转子磁路结构的 15 k W NdFeB 稀土永磁同步 电动机为例, 分别对 电机参数和起动 性能进行计 算 , 分析不同转子磁路结构对电机性能的影响。
路中永磁体两端向外磁 路提供的磁动 势。永磁体 向外磁路提供的总磁通
收稿日期 : 2006 11 16
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可分为主磁通
微电机
2007 年
第 40卷
第 6期 ( 总第 162期 )
主要尺寸为 : 定子: D 1 = 260 mm, D i1 = 170 mm ; 转子: D i2 = 60 mm, D 2 = 168 7 mm; 定、转子槽 数 : Z 2 /Z 1 = 36 /32 ; 定子铁心长度 : L 1 = 190 mm; 磁桥宽度: w = 4 33 mm。 为了使两种结构 的永磁体每极所 提供的空载 气隙磁通相 等, 在磁 桥宽度相 同的情况 下, 调整 U、 W 型永磁体尺寸。所研究的 U、W 型转子结构 的永磁同步电动机截面图如图 2 、图 3 所示。两种 不同转子结构的永磁体 在约束条件下 , 永磁体磁 化方向长度和永磁体的 宽度均不完全 一样, 从而 使得两种结构的电动机的参数和性能 也随之发生 变化。
the basis of using U shaped and W shaped rotor structure separately , the d ifferent rotor structures are ca lculated by the field c ircu it m ethod . T he start up perfor m ance is si mu
U型 100 950 0 077 1 231 0 062
W型 117 080 0 080 1 279 0 063
使电机的转矩产生脉 动。本文研 究的 U、 W 型内 置式永磁同步电 动机, 其转子 表面开槽使电 机具 有自起动能力 , 从而也使得转 子永磁体与转 子表 面齿、槽以及定子 齿、槽之 间相互作 用导致电 磁 转矩波动。为使电 机运行平 稳, 希望 永磁同步 电 动机定位转矩越 小越好。通过 计算不同转子 位置 时气隙分界面上 的麦克斯韦张力 , 得到两种 结构 样机的定位转矩特性曲线, 如图 6 和图 7 。可见 U 型转 子 结 构 的 定 位 转 矩 小 于 W 型。因 此, 在 PMSM 电机的设计中, 选择 U 型转子结构可以减小 定位转矩 , 电机运行的平稳性较好。
磁体的利用率高于 W 型。 2 2 电枢反应电感计算 利用 ANSYS 有限元分析软件通过能量法计算 转子在不同位置时电枢反应电感的数值。图 4 和图 5分别为不 同转子结 构的交、直轴电枢 反应电 感 L ad、 L aq 随转子位置变化的曲线。
由图 4 和图 5 中显示出转子在 90∀ 电角度变范 围内 , U 型 结 构交 轴 电 枢反 应 电 感变 化 4 77 mH, W 型 枢反应电感变化 Ld1 = 0 44 mH, W 型为 L q1 = L q2 = 5 93 mH。 U 型结构直轴电
/W b /W b
空载漏磁系数 / !0
在电机气隙磁通相等的条件下, 由计算知 , U 型结构永磁体用量比 W 型永磁体少 22 5 % 。从表 1 中的数据可以看出 , U 型结构的等效永磁体的磁 动势比 W 型小 16 % , 但 U 型转子的空载漏磁系数 小于 W 型。 以上综述可知, U 型转子结构使用的永磁体较 少 , 但却能提供较大的气隙磁通 , 即 U 型结构永 36
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n c . r on th e operation perform lated by usin g M atlab / S i m u link , and the effects o f d ifferent ro tor o structures t ances o f PM S M are ana lyzed. These are very usefu l for the desi o gn o f PM SM w ith U shaped and W m m shaped ro tor structure . i . w KEY W ORD S : PM S M; A r m ature inductance; w M atlab / Si m ulink si m ulat io n ; S tart up perform ance w / / : 磁通 , 对应 的磁导分别为 主磁导 和漏磁 导 p t 引 言 t 。分析时可 根据磁 通的 分布情 况分成 许多段 , h
转子磁路结构对永磁同步电动机性能的影响
张
蔚
林明耀
失步转矩倍数 , T st为起动转矩倍数, I st为起动电流 倍数 , E 0 空载反电动势, X q /X d 为凸极率。 3 2 异步起动性能 具有自起动功能的 永磁同步电机 , 异步起 动 过程中的平均转矩 T av 可以看成由异步转矩 T c 和制 动转矩 T g 两个 平均转矩分量 组成, 即 T av = T c + T g。图 8 和图 9 所示为 U、 W 型转子结构的永磁同 步电动机异步起动转矩 转差率曲线。 可以看出, 影响平均转矩的主要是异步转矩 。 从图 8和图 9 可以看出, U 型转子结构异步起动时 在 s = - 0 3 处 凸 起, 达 到 最 大 转 矩 T m ax = 280 56 N# m, W 型 s = 0 4 处凸起 , 且达到最大转 矩 Tm ax = 312 20 N# m, 高于 U 型转子结构的最大转 矩。因为 E 0 与 X d 决定着电动机电磁转矩中永磁转 矩的幅值, 从而也决定着失步转矩的幅值和倍数。 在约束条件下, 计算知 U 型转子结构的 X d 大于 W 型的 X d。由表 2 中的数据可以看出, U 型转子结构 的 E 0 小于 W 型, 因此 W 型转子结构的最大转矩高 于 U 型结构的最大转矩。
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L = n c 0 85 mH。可以看出 , 随着转子角度在 0 ∀~ 90∀电 2 磁路参数计算 . r 角度范围内变化 , 直轴电枢反 应电感变化率 均小 o t o 2 1 空载漏磁系数 于交轴电枢反应电感 变化率, 说 明 U、 W 型 转子 m m i 结构的交轴电抗的影响比直 轴电抗所受磁路 饱和 因为 F = H h ! 10 , ( h 为永 磁体磁化方 . w 向长度 ) , 所设计的 U、 W 型转子结构的 h 不同 ,w 的影响大。磁路饱和使交轴电 抗具有明显的 非线 w / L < L , 表明 U 型转子结构直轴 / 因而两 种结构 的永磁 体等效 成不 同的 磁动 势源。 性。另外 , : p 电枢反应电感变化曲线比 W 型曲线平坦 , U 型转 根据图 1 模型, 不同结构电机空载时可等效成两种 t t h 两种不同体 子结构直轴电抗受磁路饱和的影响小于 W 型转子 不同的磁路。为了了 解在约束条件下
- 2 c c m m m d1 d2
结构对电磁参数的影响 , 本文利用 ANSYS 有限元 分析软件, 分别建立了 U、 W 型转子 结构的永磁 同步电动机二维模型 , 对空载电磁场 分布进行了 计算, 结果如表 1 所示。
表 1 空载电磁场分布计算结果 转子结构 磁动势 /A 总磁通 主磁通
m
结构 U 型转子结构的直轴电抗的线性特性较好。 2 3 定位转矩计算 定位转矩是指电枢 电流为零 , 而 对应于不 同 转子位置时 , 因磁路磁阻的不 均匀性所产生 的转 矩。定位转矩与电枢电流产生的电磁转矩相叠加 ,
3 性能计算与仿真
3 1 工作特性 通过场路结合法 计算得到两种不 同转子结构 的电机工作特性如表 2 所示。
表 2 U、 W 型转子结构永磁电机特性计算结果 转子结构 cos ∀ T po T st I st E0 X q /X d U型 0 899 0 932 1 584 2 193 7 601 184 669 1 524 W型 0 980 0 939 1 846 2 878 8 646 215 086 1 560
再经过串、并联组 合。主磁 导和漏磁 导是各段 磁 路磁导的合成。
1 转子磁路设计
1 1 永磁体模型 为了便于分析研究, 如图 1 所示 , 在磁路分析 中将永磁体等效成一个恒磁动势源 F c 与一个恒定 的内磁导
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图 1 空载时外磁路等效磁路
相串联的磁动势源
[ 1]
。 F m 为每对极磁 和漏
1 2 转子磁路结构 假设两种不 同转子结构的 永磁同步电机 除转 子永磁体结构不 同外, 其他 尺寸都相 同。在该 约 束条件下 , 转子永磁体结构分 别采用内置式 径向 的 U 和 W 型。两种不同结构的永磁同步电动机的 35
以上分析得出永磁同步 电动机的性能对 转子 永磁体的结构很 敏感。因此 , 在电机 性能指标 要 求不高情况下 , 可以 采用wk.baidu.comU 型转子结构 , 这样可 以减少永磁体用 量, 节约成 本。若要 求设计的 永 磁同步电机具有较高的运行性能 , 则采用 W 型转 子结构, 但要以增加永磁体用量作为代价。
226007)
摘
要 : 分别对采用 U、 W 型永磁转子结构的 15 k W 永磁同步电动机进行设计 , 利用场路结合
法计算不同转子结构电机参数 。使用 M a tlab /S i m ulink 仿真软件对两种转子磁路结构的起动性能 仿真, 分析了不同转子结构对永磁同步电动机性能的影响。 所得结论对采用 U、 W 型转子结构 的永磁同步电动机设计具有一定参考价值 。 关键词 : 永磁同步电动机 ; 电枢反应电感 ; M atlab / S inm link 仿真; 起动性能 Influence of Rotor M agnetic C ircu it Struc ture on P erform ances of PM Syn chronousM otor ZHANG W e i , L I N M ing yao ABSTRACT: In th is paper ,
1, 2 1
(1 . Southeast U niversity, Nan jing 210096 ; 2 . Nantong University, Nantong 226007 , Ch in a) a 15 k W per m anent m agnet synchronous m otor ( PM S M ) is designed on and the para m e ters of m otor w ith