泵用新型两极异步起动永磁同步电机的设计与优化

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.143

泵用新型两极异步起动永磁同步电机的设计与优化

刘城¹, 王晓光^,¹, 尹浩¹, 章国光¹, 熊昌²

1.湖北工业大学新能源及电网装备安全监测湖北省工程研究中心,武汉 430068

2.重庆大学机械与运载工程学院,重庆 400044

Design and Optimization of New Two-Pole Line-Start Permanent Magnet Synchronous Motor for Pump

LIU Cheng¹, WANG Xiaoguang^,¹, YIN Hao¹, ZHANG Guoguang¹, XIONG Chang²

1. Hubei Engineering Research Center for Safety Monitoring of New Energy and Power Grid Equipment, Hubei University of Technology, Wuhan 430068, China

2. College of Mechanical and Vehicle Engineering, Chongqing University, Chongqing 400044, China

通讯作者: 王晓光,副教授;E-mail:xgwang84@foxmail.com.

责任编辑: 李博文

收稿日期: 2023-04-17 修回日期: 2023-05-19 接受日期: 2023-06-19

Received: 2023-04-17 Revised: 2023-05-19 Accepted: 2023-06-19

作者简介 About authors

刘城(1997—),硕士生,从事永磁电机设计及其控制研究.

摘要

为提高带泵类负载异步起动电机的牵入同步能力,提出一种转子导条非均匀分布的新型异步起动电机转子拓扑结构.通过将非均匀分布的转子导条与内置的永磁体组合,形成具有多层磁通屏障的转子结构,增大转子凸极比,提高电机的牵入同步能力.基于有限元方法对传统结构电机和新型结构电机的空载反电势、起动能力、牵入同步能力、稳态电磁转矩、退磁、应力场和温度场分布等进行综合对比分析.结果表明,与传统转子结构相比,新型转子结构有效地提高了电机的牵入同步能力及额定工况下的效率和功率因数.最后,制作样机并搭建了实验平台,验证了仿真结果和理论分析的正确性.

关键词： 异步起动永磁同步电机; 非均匀分布; 牵入同步能力; 温度场分布

Abstract

Line-start permanent magnet synchronous motor (LSPMSM) has a great application potential in the field of water pump due to its self-starting ability, high efficiency, and high power factor. In order to improve the transient performance of the motor with pump load, a new type of asynchronous starting motor rotor topology with non-uniform distribution of rotor bar is proposed. By combining the non-uniform distribution of rotor bar with the built-in permanent magnet into a multi-layer magnetic flux barrier rotor structure, the rotor salient ratio is increased, and the pull-in synchronization ability of the motor is improved. Based on the finite element method, the no-load back EMF, starting ability, pull-in synchronization ability, steady-state electromagnetic torque, demagnetization, stress field, and temperature field distribution of the traditional structure motor and the new structure motor are comprehensively compared and analyzed. The results show that compared with the traditional rotor structure, the new rotor structure effectively improves the pull-in synchronization ability, the efficiency, and the power factor of the motor under rated operating conditions. Finally, a prototype is made and an experimental platform is built to verify the correctness of the simulation results and theoretical analysis.

Keywords： line-start permanent magnet synchronous motor (LSPMSM); non-uniform distribution; pull in synchronization capability; temperature field distribution

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本文引用格式

刘城, 王晓光, 尹浩, 章国光, 熊昌. 泵用新型两极异步起动永磁同步电机的设计与优化[J]. 上海交通大学学报, 2024, 58(12): 1977-1987 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.143

LIU Cheng, WANG Xiaoguang, YIN Hao, ZHANG Guoguang, XIONG Chang. Design and Optimization of New Two-Pole Line-Start Permanent Magnet Synchronous Motor for Pump[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2024, 58(12): 1977-1987 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.143

异步起动永磁同步电动机在拥有自起动能力的情况下,还具有效率高、功率因数高、功率密度高和维修方便的优势,是一种在水泵等恒速应用场合中发展前景良好的新型永磁电机^[1⇓⇓-4].对于异步起动永磁同步电机,起动和牵入同步能力即瞬态性能,和更高的效率及功率因数(PF)即稳态性能,是两类重要的性能指标,许多学者对异步起动永磁同步电机的起动过程和牵入同步过程进行了广泛讨论^[5⇓⇓-8].

部分学者运用解析法推导出电机起动过程中异步转矩和制动转矩等转矩分量的详细计算公式^[9].文献[10]中给出了改进的牵入同步判据,用于确定异步起动内置永磁同步电机的牵入同步能力;文献[11]中建立了动态仿真模型,对起动过程进行仿真分析,得到主要电磁和机械参数变化对起动能力的影响规律.此外,减小每相串联匝数或增大转子电阻可提高起动转矩,但同时会削弱牵入同步能力^[12-13].增加永磁磁链和交直轴电枢反应电抗之比,或减小转子漏抗均能改善牵入同步能力^[14].文献[15]中表明,较小的励磁电感可以得到更好的牵入同步能力.文献[16]研究了临界负载转矩和系统转动惯量对电机牵入同步能力的影响.

为深入研究并改善电机的起动能力、牵入同步能力和稳态性能对电机的影响,新颖的电机结构形式越来越受到学术界和工业界的关注.文献[17]对转子鼠笼条进行结构优化,使鼠笼式感应电机的起动转矩、运行转矩和运行效率均有提高,对设计更高瞬态和稳态性能的异步起动永磁同步电机有很大贡献.在关于两极异步起动永磁同步电机的设计和性能比较的研究中,文献[18]和文献[19]中提出两极线启动铁氧体辅助同步磁阻电机的有限元设计,将转子鼠笼嵌入转子磁通屏障的磁阻路径中,与永磁体共同构成磁通屏障,最大限度地提高磁阻转矩,对电机稳态性能有较好的提升,同时减小了永磁体的退磁风险.文献[20]中使用6/8极改变定子绕组的创新方法,通过在启动期间使用不同数量的定子绕组和转子极数来降低发电制动转矩,从而提高异步起动永磁同步电机的起动能力.文献[21]中通过增加永磁(PM)强度来改善牵入同步能力和稳态性能,如效率和功率因数,但制动转矩增加,起动转矩急剧下降,严重影响电机的起动能力.文献[22]中比较了几种不同永磁体组合的异步起动永磁内置式同步电机的瞬态和稳态特性,结果表明,相比传统结构,内倾斜型永磁结构所表现的瞬态性能较好,但其稳态性能受到影响.上述学者提出的方法在瞬态性能的改进上可能无法保证稳态性能,部分方法提高了起动能力,但牵入同步能力可能相对变差,反之亦然.

水泵领域对电机的牵入同步能力要求较高,在保证电机具有良好起动能力的前提下,有效提高异步起动永磁同步电机的牵入同步能力,提出一种新型导条非均匀分布的异步起动永磁同步电机转子鼠笼结构.首先,对电机的异步起动和牵入同步阶段进行原理分析,并对所提出的新型转子拓扑结构进行详细描述,对所提结构和传统结构进行瞬态性能和稳态性能的比较;其次,对两种结构进行退磁、温度场及应力场分析;最后,设计新型转子结构样机并进行实验,验证仿真结果和分析方法的准确性.

1 起动过程的理论分析

异步起动永磁同步电机合成转矩随转速的特性曲线如图1所示.合成转矩是由转子导条和永磁体磁链分别产生的异步转矩和制动转矩之和.此外,在异步起动过程中,转子导条与磁通屏障结合产生的磁阻转矩起到制动作用,该转矩表现为叠加在平均转矩上的脉动分量,可辅助电机从牵入同步阶段进入稳态同步状态,稳态过程的转矩为磁阻转矩和永磁体转矩之和.

图1

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图1 电机起动过程中的转矩

Fig.1 Torque components during LSPMSM starting

由图1可知,当制动转矩较大时,带恒转矩负载电机的最小转矩过小,会导致电机在低速区振荡,不能正常进入同步.然而,带泵类负载电机的负载转矩随转速的变化而变化,当转速接近同步转速或转差率趋于0时,转子导条提供的异步转矩基本消失.异步起动永磁同步电动机能牵入同步最终要靠脉动转矩的作用^[2].

在电机起动过程中,异步起动永磁同步电机满足机械运动方程

(1)

\begin{matrix} T_{e m} - (T_{L} + T_{f w}) = J \frac{d Ω}{d t} \end{matrix}

对式(1)的右边进行整理可得

(2)

\begin{array}{l} \frac{d Ω}{d t} = \frac{d [Ω_{s} (1 - s)]}{\frac{d θ}{ω_{s} s}} = - \frac{ω_{s}}{p} ω_{s} s \frac{d s}{d θ} = \\ - \frac{1}{p} ω_{s}^{2} s \frac{d s}{d θ} \end{array}

将式(2)代入式(1)得

(3)

\begin{matrix} T_{e m} - T_{L} = - \frac{1}{p} J ω_{s}^{2} s \frac{d s}{d θ} \end{matrix}

式中:T_em为稳态同步转矩;T_L为负载转矩;T_fw为摩擦力和绕组转矩; Ω为转子的机械角速度;p为电机极对数;θ为功角;$ω_s$ 为电动机的同步电角速度; $s$为转差率; $J$为系统(包括电动机和负载)的转动惯量.其中,影响电机同步能力的主要因素是脉动转矩和转差率接近0时的临界转速^[9].

1.1 临界转速

临界转速取决于图1中平均合成转矩随转速变化曲线的斜率.影响平均转矩的主要因素是异步转矩,该转矩^[20]可表示如下:

(4)

T_{c} = \frac{3 p U^{2} R'_{2} / s}{2 π f [(R_{1} + c_{1} R'_{2} {/ s)}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]}

由异步转矩得到的平均合成转矩曲线的斜率可以描述为

(5)

\begin{array}{l} \frac{d T_{c}}{d s} = \frac{m p U^{2} R'_{2}}{2 π f} \times \\ \frac{c_{1}^{2} R'_{2}^{2} - s^{2} [R_{1}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]}{s^{4} [(R_{1} + c_{1} R'_{2} {/ s)}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]} \end{array}

式中: $c_{1} = 1 + X_{1} / X_{m}; X_{m} = (2 X_{a d} X_{a q}) / (X_{a d} + X_{a q})$ ;$m为$相数; $U$为相电压; $f$为频率; $R_1$ 和$X_1$ 为定子电阻和定子漏抗; $R'_2$ 和$X'_2$ 是转子电阻的折算值和转子漏抗的折算值; $X_{ad}$ 和$X_{aq}$ 分别为$d$轴和$q$轴电枢反应电抗.

令dT_c/ds=0,得到临界转差率

(6)

\begin{matrix} s_{m} = \frac{c_{1} R'_{2}}{\sqrt{R_{1}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}}} \end{matrix}

由此可知,转子电阻越小,临界转差率越小,电动机的临界转速越高,电机的牵入同步能力越强.

以转子漏抗 $X'_{2}$ 为自变量,对转矩-转差率曲线的斜率求导,得出

(7)

\begin{array}{l} \frac{d (d T_{c} / d s)}{d X'_{2}} = \\ - \frac{m p U^{2} R'_{2}}{2 π f s^{4}} {\frac{2 c_{1} s^{2} (X_{1} + c_{1} X'_{2})}{[(R_{1} + c_{1} R'_{2} {/ s)}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]^{2}} + \\ \frac{4 c_{1} (X_{1} + c_{1} X'_{2}) \{c_{1}^{2} R'_{2}^{2} - s^{2} [R_{1}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]\}}{[(R_{1} + c_{1} R'_{2} {/ s)}^{2} + (X_{1} + c_{1} X'_{2})^{2}]^{3}}} \end{array}

转矩-转差率曲线的斜率对转子漏抗的导数为负,当以转子漏抗为自变量时,减小转子漏抗会使曲线斜率变大,即电动机的牵入同步能力增强.

1.2 脉动转矩

脉动转矩在牵入同步期间起到同步转矩作用,当转子以同步转速旋转时,变为同步转矩.脉动转矩由频率为sf的永磁转矩和频率为sf的磁阻转矩组成,其公式^[4]如下:

(8)

T_{s} (θ) = \frac{m p U E_{0}}{ω_{s} X_{d}} s i n θ + \frac{m p U^{2}}{2 ω_{s}} (\frac{1}{X_{q}} - \frac{1}{X_{d}}) s i n 2 θ

式中: $E_{0} 为电机反电势; X_{d} 和 X_{q} 分别为 d q$ 轴同步电抗.

随着转子接近同步转速,脉动转矩的变化很慢,周期很长.当同步转矩过大时,可将转子转速带入同步转速.相反,转子将无法同步,继续进行周期恒定的连续振荡.由式(8)可知,增大 $X_{q} / X_{d} 可提高同步转矩, 即增大凸极比 X_{q} / X_{d} 和减小 X_{d}$ 可在一定程度上提高牵入同步能力.

2 新型异步起动永磁同步电机转子拓扑结构设计

以一台3 kW的异步起动永磁同步电机为例,根据对电机牵入同步能力的解析及分析结果,对电机的转子结构进行优化设计,以提高电机的牵入同步能力.具体电机参数如表1所示.

表1 电机的基本参数及技术指标

Tab.1 Basic parameters and technical indicators of motor

参数	值	参数	值
额定电压/V	380	定子内径/mm	84
极数	2	气隙宽度/mm	0.4
定子槽数	24	轴向长度/mm	90
转子槽数	30	线径/mm	1
转速/(r·min^-1)	3 000	起动转矩倍数	>2.2
额定转矩/(N·m)	9.55	牵入转矩倍数	>1.2
定子外径/mm	155

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2.1 新型转子几何拓扑结构

传统转子结构的导条均匀分布,如图2(a)所示.所设计的新型转子结构如图2(b)所示,在d轴方向转子导条作为磁障来增加磁阻转矩,转子导条与内置永磁体共同组成具有3层磁通屏障的几何结构.电机d轴方向紧密分布的导条可增加d轴磁阻,减小d轴电抗,同时降低转子漏抗.

图2

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图2 多磁通屏障两极异步起动永磁同步电机的转子二维截面图

Fig.2 2-D cross-sectional view of multi-flux barrier two-pole LSPMSM

相比传统结构,在保持导条根数相同的情况下,新型结构转子在q轴方向的导条具有较大横截面积,可获得更小的转子电阻,从而提高电机的牵入同步能力.

2.2 起动能力对比

对电机堵转工况进行仿真,得到电机在不同初始位置下的堵转转矩,即转差率s=1时的电磁转矩,基于有限元分析的两台电机在各位置下的最小堵转转矩仿真结果如图3所示.由图可知,两种结构电机的堵转转矩差别不大,有限元软件中得到的平均值约为30 N·m,两种转子结构电机的起动能力相同.

图3

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图3 两种结构的堵转转矩波形

Fig.3 Stall torque waveforms of two structures

2.3 牵入同步能力对比

基于有限元分析的两台电机在不同负载T_L下的仿真结果分别如图4~6所示.

图4

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图4 两种结构在恒定负载惯量下带泵类负载的转速

Fig.4 Speed waveforms of two models at different torques with pump load and constant rotational inertia

图5

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图5 两个结构在恒定负载大小下带泵类负载的转速

Fig.5 Speed of two models with rotational inertia at pump load and constant load torque

图6

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图6 两种结构在不同负载下的的临界特性

Fig.6 Critical inertia of two models at different loads

针对泵类负载的应用场合,在转动惯量均为 J=0.003 34 kg·m²情况下,新型转子结构能实现同步的最大负载转矩为23 N·m,而传统的转子结构最大值为18 N·m,新型转子结构的带载起动性能优于传统结构.

恒定泵负载9.55 N·m时,不同转动惯量下的速度波形如图5所示.传统的转子结构和新型转子结构能被牵入同步的最大转动惯量倍分别为J的3.9和5.1倍.

如图6所示,在不同的负载下,新型转子结构的转动惯量倍数比传统转子结构的转动惯量倍数大,图中, $T_{L}^{*}$ 为额定负载转矩倍数,J^*为转动惯量倍数.因此,相比传统转子结构,所提新型转子结构具有更高的牵入同步能力.

2.4 稳态性能对比

为比较转子导条改变对电磁性能的影响,通过有限元仿真分析和理论计算对传统转子结构和新型转子结构进行评估对比.两种转子结构方案的反电动势仿真波形及其谐波含量、齿槽转矩脉动和稳态转矩的对比波形如图7所示.

图7

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图7 两种转子结构的电磁性能对比

Fig.7 Comparison of electromagnetic performance of two rotor structures

(1) 稳态转矩及转矩脉动.由图7(b)可知,新型结构有效降低了3次谐波.传统转子结构和新型转子结构的反电势畸变率分别为6.8%和4.8%,稳态输出转矩均为 9.55 N·m,转矩脉动分别为37%和42%,新型转子结构转矩脉动略高,其原因是齿槽效应带来了较大的脉动分量.

(2) 效率.两种结构的相电流波形如图7(e)所示,新型转子结构电机的相电流有效值为 5.65 A,与理论计算结果接近,而传统转子结构电机的相电流有效值为 5.91 A.有限元仿真得到的两种结构电机的电磁损耗对比如图8所示,可以得到传统转子结构的效率约为88.0%,新型转子结构的效率约为88.9%.

图8

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图8 两种结构的电磁损耗含量对比

Fig.8 Comparison of electromagnetic loss content of two structures

(3) 功率因数. 根据电机的数学模型,可得到电流 $i_{d} 和 i_{q}$ 的分量^[3]为

(9)

\begin{matrix} \begin{array}{l} i_{d} = \frac{U (X_{q} c o s θ - R_{1} s i n θ) - E_{0} X_{q}}{X_{d} X_{q} + R_{1}^{2}} \\ i_{q} = \frac{U (R_{1} c o s θ + X_{d} s i n θ) - E_{0} R_{1}}{X_{d} X_{q} + R_{1}^{2}} \end{array}\} \end{matrix}

利用有限元仿真分析可得新型转子结构dq轴电感分别为82 mH和172 mH,代入式(9)可知dq轴电流分别约为2.48 A和4.19 A.

结合如图9所示的时-空矢量图,新型转子中导条与永磁体组成的多层磁通屏障结构, 导致$d$轴电感变小, $q$轴电感变大, $d$轴电流增大, $q$轴电流减小.根据计算结果可知, $X_d i_d$ 的值略有增大,功角θ和电流矢量角ψ变大,并且ψ变大的程度大于θ.这将导致功率因数角φ减小,即新型转子结构具有更高的功率因数.

图9

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图9 两种结构的矢量图

Fig.9 Vector of two structures

3 多物理场仿真分析

3.1 退磁分析

对于异步起动永磁同步电机,瞬时起动的大电流和高温环境极易致使永磁体发生退磁.本文转子为双层永磁体结构,永磁体材料为“N38SH”牌号钕铁硼.在异步运行过程中,额定工况下,传统结构和所提新型结构都不会发生退磁.当输入电流为73 A时,两种转子结构达到临界退磁点.退磁主要发生在靠近轴心的永磁体边角区域,如图10所示.图中显示,由于多层磁通屏障的结构,内层永磁体的退磁风险主要来源于两极之间的去磁磁场.在相同的激励源下,新型转子结构没有发生退磁.

图10

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图10 两种结构转子永磁体在相电流达73 A时的二维退磁图

Fig.10 Rotor permanent magnet at a peak inrush current of 73 A based on 2D model

3.2 温度场仿真分析

模拟的异步起动永磁同步电机是全封闭外置风扇冷却结构,温度场仿真的风量约为0.12 m³/s,电机运行时气流从端盖一侧沿着外壳散热筋向另一侧散热,该区域可参照以下经验方程对风扇侧机座表面强制对流散热系数α₁和负载侧电机框架表面α₂进行计算,具体公式^[23]如下:

(10)

\begin{matrix} \begin{array}{l} α_{1} = 20 + 14.3 u_{0}^{0.6} \\ α_{2} = 20 + 2.6 u_{0}^{0.6} \end{array}\} \end{matrix}

式中:u₀为风扇外径的圆周速度的一半.

通过仿真可得到电机各主要部分的损耗,通过计算可得到电机各主要部分的生热率,如表2所示.

表2 新型转子结构电机各部分的生热率

Tab.2 Heat generation rate of each part of proposed rotor structure

组成部分	生热率/(kW·m^-3)
定子铁心	49.7
转子铁心	7.1
永磁体	33.1
绕组	217.5

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根据计算得到的散热系数可模拟出温度分布,以25 ℃的环境温度求解,温度场仿真结果如图11所示.

图11

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图11 温度场仿真结果

Fig.11 Simulation results of temperature field

根据图11所示的新型转子结构电机各部分的温度分布,可得出如下结论:

(1) 机架温度最低.由于端部风扇的作用,风扇侧温度低于负载侧温度.

(2) 电机绕组端部温度最高,最高温度达86 ℃.

(3) 永磁体温度分布梯度较小,最高温度可达 81 ℃.

通过电机各部分温度分布结果可知,各部分均未达到温升极限,整机温度分布均匀合理.

3.3 转子应力分析

由于转子结构的紧凑几何形状,间隔桥的设计需考虑转子应力.较小的隔离桥宽度有助于减小永磁体漏磁和增大主磁通,但同时会导致转子结构强度降低.因此,需要对转子的结构应力进行验证.

由图12可知,转子受到的最大应力在电机q轴方向的铝条与磁障之间的磁桥处,最大形变发生在电机d轴方向,新型转子结构电机的最大应力为6.97 MPa,发生的最大形变量为70 μm.使用的DW470-50硅钢片的抗拉强度为300 MPa.因此,所设计的电机的最大应力小于硅钢片材料能承受的极限抗拉强度,满足对结构机械强度的设计要求.

图12

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图12 应力场仿真结果

Fig.12 Simulation results of stress field

4 样机实验验证

研制的新型转子结构的两极异步起动永磁同步电机样机如图13所示,实验台如图14所示.电机的主要参数见表1,定转子采用厚度为0.5 mm的冷轧无取向DW470-50硅钢薄片,转子几何形状通过线切割实现,矩形永磁体的牌号为N35SH.

图13

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图13 新型转子结构电机样机

Fig.13 Prototype of the proposed LSPMSM

图14

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图14 样机试验平台

Fig.14 Experimental platform

4.1 空载实验

在空载状态下起动电机,电机空载实验与仿真(FEA)结果如图15所示.图15(a)中显示实测峰值电流为42 A,而仿真得到的峰值电流有效值约为46 A,考虑到实际加工过程中绕组端部和铝条端环电阻的差别,误差在合理范围内.瞬态电流的稳定时间约为100 ms,验证了仿真模拟结果的准确性.

图15

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图15 电机空载实验与仿真结果

Fig.15 Experimental no-load of LSPMSM

对于空载反电势的测量,被测样机由主电机拖动至额定转速 3 000 r/min.实测相反电势有效值为157 V,与仿真得到的162 V基本一致.

4.2 堵转转矩和牵入转矩的测量

增大负载可将电机牵出同步,然后再减小负载到一定值使电机拉回同步,即临界负载转矩为牵入转矩.为提高测量的准确性,实验进行了3次测试.相关测量结果及仿真结果对比如表3所示,样机的堵转转矩(起动转矩)约为30 N·m,为额定转矩的3.1倍,与仿真结果接近.牵入同步转矩约为 16.8 N·m,为额定转矩的1.8倍,满足设计要求.

表3 堵转转矩和牵入转矩的结果对比

Tab.3 Comparison of the results of locked-rotor torque and pull-in torque

类别	测量值/(N·m)				仿真值/ (N·m)
类别	1	2	3	平均值	仿真值/ (N·m)
堵转转矩	29.5	30.2	29.8	29.8	30.0
牵入转矩	16.6	16.9	16.8	16.8	18.0

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4.3 负载实验

额定工况下的转速波形如图16所示,仿真波形和实测波形具有相同的变化趋势,但实验结果的起动时间较长.样机作为电动机,利用主电机和滑动变阻器作为负载,测量了不同输出功率下的定子电流、效率和功率因数,如图17所示.由图可知,仿真结果与实测结果一致性较高.由图17(c)可知,供电电流的测量值随负载增加而上升,其高于仿真值,这是由于仿真没有考虑实际材料加工和温度的变化影响.

图16

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图16 额定工况下实验测量和仿真模拟的转速波形

Fig.16 Speed waveform in experimental measurement and simulation under rated conditions

图17

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图17 样机实验测量和仿真模拟下的性能结果

Fig.17 Performance results of experimental measurement and simulation of LSPMSM prototype

4.4 定子绕组温升实验

温度传感器预埋于定子绕组中.相同位置实验测量和仿真模拟的温度变化如图18所示,仿真结果与实测结果的误差小于2%,验证了仿真的准确性.

图18

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图18 额定工况下实验测量和仿真模拟的温度变化

Fig.18 Temperature in experimental measurement and simulation under rated conditions

5 结论

提出一种用于泵类负载的多磁通屏障转子拓扑结构的两极异步起动永磁同步电机,从电机的起动性能、稳态性能和稳态温度分布等方面进行有限元仿真和实验验证的综合分析.主要结论如下:

(1) 提出的非均匀分布的转子导条和永磁体组成的混合磁通屏障结构,在保证电机具有较高的起动能力的前提下,有效地提高了电机牵入同步能力.

(2) 有限元仿真结果和实验测量结果表明,转子导条的非均匀分布使得 $d 轴电感变小, q$ 轴电感变大,从而导致合成相电流下降,在一定程度上有效提高了效率和功率因数.

(3) 转子永磁体的退磁分析和应力仿真分析结果表明,优化电机的转子部件在额定工况下具有一定的设计合理性和可靠性.此外,从仿真结果与实验值的比较可以明显看出,电磁场和温度场的计算结果真实反映了电机额定负载下稳态运行中的温度分布,验证了优化电机的仿真结果和理论分析的准确性.

参考文献

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[1]

MARAABA

L S

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