一種功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)繞組渦流損耗抑制方法

王小雷

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一種功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)繞組渦流損耗抑制方法

王小雷

(中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所昆明分部, 云南 昆明, 650118)

用于水下航行體推進(jìn)裝置的功率型無(wú)鐵芯永磁盤式(AFPM)電機(jī)定子繞組由于直接暴露在交變磁場(chǎng)中, 會(huì)產(chǎn)生很大的渦流損耗, 從而影響電機(jī)性能。本文推導(dǎo)了2種截面導(dǎo)體在交變磁場(chǎng)中的渦流損耗計(jì)算公式, 提出了使用股間絕緣細(xì)絞合線代替原有扁平矩形導(dǎo)線來(lái)減少渦流損耗, 建立了等效直線電機(jī)2D有限元模型, 分析計(jì)算了繞組渦流損耗, 同時(shí)通過11 kW原理樣機(jī)損耗試驗(yàn), 驗(yàn)證了相關(guān)理論與計(jì)算方法的可行性和準(zhǔn)確性。

水下航行體; 永磁盤式電機(jī); 功率型; 繞組; 渦流損耗

0 引言

盤式電機(jī)是一種氣隙為平面、磁場(chǎng)方向?yàn)檩S向的電機(jī), 其軸向尺寸較短, 適合薄型安裝, 且可通過軸向級(jí)聯(lián)增加功率。由于盤式電機(jī)的結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)徑向磁場(chǎng)電機(jī)有著很大的不同, 易于制成無(wú)鐵芯結(jié)構(gòu), 這使得盤式電機(jī)具備無(wú)定子鐵芯損耗與轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)、輸出轉(zhuǎn)矩平穩(wěn)、噪聲較小、效率高等特點(diǎn)[1]。隨著永磁材料的發(fā)展, 目前我國(guó)已有多種型號(hào)無(wú)鐵芯永磁盤式(axial flux permanent magnet, AFPM)電機(jī)研制成功的報(bào)道。但這類電機(jī)大多為小功率型(數(shù)瓦～數(shù)百瓦), 應(yīng)用領(lǐng)域主要集中在伺服和控制技術(shù)方面。而適用于水下航行體推進(jìn)裝置用的功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)仍處于試制階段, 限于技術(shù)的原因, 如定子繞組渦流損耗較大等, 該類電機(jī)的工程化進(jìn)展較為緩慢。目前專門研究永磁盤式電機(jī)定子繞組渦流損耗的相關(guān)文獻(xiàn)較少, 文獻(xiàn)[2]和[3]針對(duì)AFPM電機(jī)的渦流損耗進(jìn)行了分析研究, 文獻(xiàn)[4]和[5]提出了在無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)中的定子繞組渦流損耗的計(jì)算公式。

本文針對(duì)適用于水下航行體推進(jìn)裝置用的功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)定子繞組渦流損耗進(jìn)行了研究, 針對(duì)扁平矩形銅導(dǎo)線構(gòu)成的電樞繞組高頻渦流損耗較大的現(xiàn)象, 提出了一種改進(jìn)措施及抑制渦流損耗的方法, 即使用一種股間絕緣絞合線繞制定子繞組, 并對(duì)其渦流損耗進(jìn)行了仿真計(jì)算與試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 定子繞組渦流損耗模型

無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子繞組不存在鐵芯, 減少了鐵芯損耗, 但是定子繞組卻直接暴露在氣隙磁場(chǎng)中, 當(dāng)定子繞組導(dǎo)體截面較大且通過磁極相對(duì)繞組移動(dòng)產(chǎn)生的交變磁場(chǎng)時(shí), 導(dǎo)體內(nèi)部便產(chǎn)生渦流, 形成渦流損耗, 可導(dǎo)致電機(jī)效率降低, 繞組溫升較大, 隨著交變磁場(chǎng)頻率的升高, 繞組溫升情況愈加嚴(yán)重。

1.1 導(dǎo)體在交變磁場(chǎng)中的渦流損耗模型

下面針對(duì)常用的導(dǎo)線圓形截面和矩形截面(見圖1), 推導(dǎo)渦流損耗計(jì)算公式。圖1(a)所示為圓形導(dǎo)體截面示意圖, 其中軸為電機(jī)軸向,軸為切向, 在軸方向有交變的氣隙磁密, 則在-<<的范圍內(nèi)有

圖1 圓形與矩形截面導(dǎo)體渦流損耗模型

由于AFPM電機(jī)的氣隙磁密由軸向和切向分量組成, 且每個(gè)分量均可以表示成奇次諧波的傅立葉級(jí)數(shù)和形式, 則當(dāng)圓形截面導(dǎo)線的徑向計(jì)算長(zhǎng)度為時(shí)的渦流損耗可表示為

同理, 矩形截面(圖1b)導(dǎo)體渦流損耗為

式中:為矩形導(dǎo)體截面的切向?qū)挾?為矩形導(dǎo)體截面的軸向長(zhǎng)度。

1.2 無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)多股絞合線渦流損耗模型

基于以上分析, 本文提出使用多股細(xì)絕緣漆包線互相纏繞編織而成的絞合線(又稱利茲線)來(lái)繞制功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的電樞繞組, 如圖2所示為采用扁平矩形導(dǎo)線的元件截面, 圖3為使用股間絕緣絞合線來(lái)繞制的元件截面, 其中每根絞合線由55股絕緣漆包線繞制而成, 絞合線單股的截面只有原矩形截面的數(shù)百分之一, 以上2種元件總截面面積相同, 但股間絕緣絞合線元件槽滿率略小。

圖2 原有扁平矩形導(dǎo)線繞制的元件截面(10匝)

圖3 股間絕緣絞合線繞制的元件截面

為了計(jì)算定子繞組的渦流損耗, 本文做以下假設(shè):

1) 假設(shè)電機(jī)的拓?fù)錇殡p永磁轉(zhuǎn)子盤內(nèi)夾無(wú)鐵芯電樞繞組定子盤形式;

2) 忽略絞合線每股間的空間變化, 即假設(shè)股間平行分布[6-7];

3) 單根絞合線的直徑較小, 其截面上的氣隙磁密近似相同, 故可通過求每一股渦流損耗, 再求和得到單根絞合線的渦流損耗;

4) 忽略電機(jī)端部的影響, 即只在有氣隙主磁場(chǎng)的電樞計(jì)算長(zhǎng)度上產(chǎn)生渦流損耗。

圖4 繞組渦流損耗2D模型

依據(jù)式(3), 在每一段上單股絕緣漆包線的渦流損耗可表示為

其中,為每段等效直線電機(jī)的寬度, 即每段等效直線電機(jī)的導(dǎo)線計(jì)算長(zhǎng)度為

由于單根股間絕緣絞合線橫截面尺寸較小, 在該界面上的氣隙磁密可認(rèn)為相同, 則單根股間絕緣絞合線的渦流損耗為

無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子相當(dāng)于氣隙, 而定子區(qū)域不同軸向位置的磁通密度的諧波含量和幅值不盡相同, 故而可將定子繞組按照軸向分成層, 假設(shè)每一層上的導(dǎo)體數(shù)目為, 則第段上的渦流損耗為

依據(jù)式(9)得出每段的渦流損耗后, 再將其求和, 便可得出該1/8模型的繞組渦流損耗, 即

2 有限元仿真計(jì)算

為了計(jì)算使用絞合線后的繞組渦流損耗, 本文使用法國(guó)Cedrat公司的Flux有限元軟件對(duì)一型已完成設(shè)計(jì)的11 kW功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的等效直線電機(jī)2D模型進(jìn)行仿真計(jì)算。

表1 功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)主要參數(shù)

如圖5, 為第段等效直線電機(jī)的2D有限元模型。通過仿真計(jì)算得出每一段等效直線電機(jī)的2D有限元模型氣隙中不同層氣隙磁密的軸向和切向分量, 再將其進(jìn)行傅立葉分解, 得出磁密畸變系數(shù), 通過計(jì)算每一層的渦流損耗, 得到每一段等效直線電機(jī)的繞組渦流損耗。

圖5 第k段等效直線電機(jī)的2D有限元模型

本文在有限元仿真過程中, 將分段數(shù)取到10段, 既減少了計(jì)算時(shí)間, 又確保了結(jié)果的精確性。圖6為第2, 4, 6, 8段第4層的氣隙磁密軸向分量, 由圖6可以看出, 無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)不同段處的氣隙磁密軸向分量基本相同, 波形峰值為0.61 T, 這是由于采用了扇形磁極后, 在不同段處的極弧系數(shù)為恒定值。圖7為第4段的不同層的氣隙磁密切向分量, 可以看出, 在不同層的切向分量差異較大, 當(dāng)將分層數(shù)取到7時(shí), 第4層(氣隙對(duì)稱面)氣隙磁密的切向分量基本為零, 且各層切向分量以第4層為中心線成對(duì)稱分布, 在電角度為0°和±180°時(shí), 氣息磁密切向分量達(dá)到峰值, 為0.39 T。

圖6 不同段處第4層氣隙磁密軸向分量

圖7 第4段不同層處氣隙磁密切向分量

圖8為第2, 4, 6, 8段第4層氣隙磁密軸向分量的各次諧波幅值, 圖9為第4段氣隙磁密切向分量的各次諧波幅值, 由于第4層的切向分量為零, 所以從圖9可以看出, 切向分量的第4層各次諧波幅值也為零。因?yàn)榈降?次諧波時(shí), 軸向分量和切向分量的各次諧波幅值已經(jīng)很小, 所以計(jì)算氣隙磁密畸變系數(shù)時(shí), 數(shù)據(jù)采用到第7次諧波即可。

本文采用的股間絕緣絞合線單股直徑為0.13 mm,將上述有限元分析結(jié)果代入式(10), 然后推廣到無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)全模型中, 即可計(jì)算出整機(jī)的定子繞組渦流損耗。

圖8 不同段處第4層氣隙磁密軸向分量各次諧波幅值

圖9 第4段不同層氣隙磁密切向分量各次諧波幅值

圖10為采用單股截面較大的扁平矩形導(dǎo)線繞制的11 kW盤式電機(jī)無(wú)鐵芯定子繞組的渦流損耗試驗(yàn)測(cè)量值與理論計(jì)算值曲線, 由圖可以看出, 在額定轉(zhuǎn)速1 800 r/min時(shí), 理論計(jì)算值為2 224 W。

圖10 扁平矩形導(dǎo)線繞組渦流損耗

圖11為用單股截面很小的股間絕緣絞合線改進(jìn)后繞制的11 kW盤式電機(jī)無(wú)鐵芯定子繞組的渦流損耗的理論計(jì)算和實(shí)際測(cè)量值, 通過理論曲線可以看出, 定子繞組渦流損耗也是隨著轉(zhuǎn)速的增加而上升的, 但達(dá)到額定轉(zhuǎn)速1 800 r/min時(shí)渦流損耗值僅為18.7 W。理論計(jì)算的比較可以表明, 使用股間絕緣絞合線較原有扁平矩形導(dǎo)線可使11 kW無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子繞組渦流損耗大幅度減少。

圖11 絞合線繞組渦流損耗

3 原理樣機(jī)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文對(duì)無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)損耗計(jì)算的準(zhǔn)確性、可行性, 制造了以股間絕緣絞合線(利茲線)為繞組的無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)原理樣機(jī), 該原理樣機(jī)在結(jié)構(gòu)上為雙永磁轉(zhuǎn)子盤內(nèi)夾無(wú)鐵芯電樞繞組定子盤拓?fù)湫问?。?duì)該電機(jī)進(jìn)行損耗測(cè)試: 首先, 制作一個(gè)和定子盤結(jié)構(gòu)相同, 但沒有電樞繞組的環(huán)氧樹脂模型盤, 為了使渦流損耗測(cè)量精確, 該模型盤的內(nèi)外徑、表面處理以及質(zhì)量等特性應(yīng)和實(shí)際定子盤相同; 其次, 將安裝有該模型盤的無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)用一臺(tái)直流原動(dòng)機(jī)拖動(dòng)運(yùn)轉(zhuǎn), 在不同轉(zhuǎn)速下, 測(cè)量原動(dòng)機(jī)的輸入電壓、電流并計(jì)算電功率; 再次, 將安裝有股間絕緣絞合線(利茲線)導(dǎo)線電樞繞組(扁平矩形導(dǎo)線段數(shù)繞組)的無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)在原動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)速下拖動(dòng), 繞組為連接開路狀態(tài), 再測(cè)量直流原動(dòng)機(jī)的輸入電壓和電流并計(jì)算電功率, 兩者的功率差值即為電樞繞組的渦流損耗。

在上述測(cè)量方案中, 假設(shè)2種情況下無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的附加損耗和機(jī)械損耗基本相同。

由圖10和圖11可以看出, 試驗(yàn)測(cè)量的不同轉(zhuǎn)速下渦流損耗曲線與理論計(jì)算值基本吻合, 渦流損耗隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速升高而增大。由圖10可以看出, 在額定轉(zhuǎn)速1 800 r/min時(shí), 原扁平矩形導(dǎo)線繞組實(shí)際渦流損耗值為2 503 W, 與理論計(jì)算比較, 誤差為11%。由圖11可以看出, 在額定轉(zhuǎn)速1 800 r/min時(shí), 股間絕緣絞合線繞組渦流損耗試驗(yàn)測(cè)試值為24 W, 與理論計(jì)算比較, 誤差為17.6%。經(jīng)過分析可以得出, 理論計(jì)算與實(shí)際測(cè)量值誤差主要是由于仿真計(jì)算渦流損耗時(shí), 忽略了繞組端部的渦流損耗所致, 但由于端部氣隙磁密較小, 所以誤差不大。股間絕緣絞合線繞組較扁平矩形導(dǎo)線繞組渦流損耗理論計(jì)算誤差大, 是由于相對(duì)于額定功率, 股間絕緣絞合線繞組渦流損耗值較小, 損耗測(cè)試時(shí)受機(jī)械損耗等其他損耗干擾較大, 渦流損耗試驗(yàn)測(cè)量值存在一定誤差所致。綜合以上分析, 使用股間絕緣絞合線繞制功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)定子繞組可以有效抑制電機(jī)繞組渦流損耗。通過試驗(yàn)還表明, 利用盤式電機(jī)的等效直線電機(jī)2D有限元模型計(jì)算繞組渦流損耗的方法可行, 且精度較高。

在實(shí)際制造過程中, 由于股間絕緣絞合線較軟, 繞制繞組元件難以成型和定型, 需要在材料上采用熱風(fēng)自粘股間絕緣絞合線, 同時(shí)在工藝上采用必要的定型、定位和黏合措施, 才能制造出符合工程應(yīng)用需要的無(wú)鐵芯電樞繞組盤。

4 結(jié)束語(yǔ)

無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)相對(duì)于傳統(tǒng)徑向磁場(chǎng)電機(jī), 有著優(yōu)良的特性, 是水下航行體推進(jìn)裝置的應(yīng)用技術(shù)方向之一, 但是功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子繞組渦流損耗是一個(gè)不可回避的問題, 只有在解決了這一問題后, 盤式電機(jī)的高效率特點(diǎn)才能凸顯出來(lái)以滿足工程應(yīng)用的需要。本文針對(duì)功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子繞組渦流損耗進(jìn)行分析, 推導(dǎo)了圓形截面和矩形截面的導(dǎo)體渦流損耗計(jì)算公式, 提出了使用股間絕緣絞合線繞制電樞繞組來(lái)抑制渦流損耗的方法, 建立了電機(jī)模型進(jìn)行渦流損耗有限元仿真計(jì)算, 最后通過熱風(fēng)自粘絞合線成功制成原理樣機(jī)的定子繞組, 試驗(yàn)驗(yàn)證了該方法可以有效抑制功率型無(wú)鐵芯AFPM電機(jī)的定子繞組渦流損耗。

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A Winding Eddy Current Loss Suppression Method for Power-type Axial Flux Permanent Magnet Machine with Coreless-stator

WANG Xiao-lei

(Kunming Branch of the 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Kunming 650118, China)

The power-type axial flux permanent magnet(AFPM) brushless machine without stator cores is used for propelling device of underwater vehicle. However, high eddy current loss is induced in its stator windings because the windings are directly exposed to the time-varying air gap magnetic field, which influences the performance of the machine. In this paper, the eddy current loss calculating formulas for two winding conductor sizes are deduced, and a solution to reduce the eddy current loss in coreless-stator windings is proposed by substituting thin inter-twist wire for the flat conductor with rectangular cross-section. A two-dimensional finite element model of equivalent linear motor is constructed to analyze and calculate the eddy current loss. Eddy current test of a 11 kW AFPM machine with coreless-stator verifies the validity and feasibility of the proposed theory and method．

underwater vehicle; axial flux permanent magnet(AFPM) motor; power-type; winding; eddy current loss

TJ631.2; TM351

A

1673-1948(2012)04-0295-06

2012-02-16;

2012-03-29.

王小雷(1986-), 男, 在讀碩士, 研究方向?yàn)轸~雷電動(dòng)力技術(shù).

(責(zé)任編輯: 陳 曦)