無刷直流永磁屏蔽電機參數(shù)計算

倪有源，葛木明，黃 亞，何 強

(1.合肥工業(yè)大學，合肥 230009;2.工業(yè)節(jié)電與電能質量控制省級協(xié)同創(chuàng)新中心，合肥 230601)

無刷直流永磁屏蔽電機參數(shù)計算

倪有源1, 2，葛木明1，黃 亞1，何 強1

(1.合肥工業(yè)大學，合肥 230009;2.工業(yè)節(jié)電與電能質量控制省級協(xié)同創(chuàng)新中心，合肥 230601)

屏蔽電機主要用于各類液體循環(huán)系統(tǒng)中。由于無刷直流永磁屏蔽電機的端部漏感較大，二維方法無法精確計算電機性能，需要用三維數(shù)值方法計算。采用三維瞬態(tài)有限元方法分析了一臺無刷直流永磁屏蔽電機的電磁場，并運用能量攝動法計算了不同轉子位置角時電機定子繞組的自感和互感值，且對其進行了傅里葉分析。在此基礎上，采用場路耦合的方法，計算了該電機在額定工況下的各種損耗、電磁轉矩和效率等性能參數(shù)。

無刷直流；永磁屏蔽電機；三維瞬態(tài)有限元法；場路耦合法

0 引 言

管道屏蔽電泵廣泛用于各類液體循環(huán)系統(tǒng)中。管道屏蔽電泵中使用的電機是屏蔽電機[1]，為了隔離電機中的電氣部分和傳輸液體，在定子內徑和轉子外徑處分別安裝了一層不銹鋼屏蔽套。

傳統(tǒng)的屏蔽電機采用感應式結構，但隨著節(jié)能標準的不斷提高，感應屏蔽電機將逐漸被淘汰。永磁屏蔽電機可以減小屏蔽電機轉子的鐵耗，提高屏蔽泵系統(tǒng)的效率。因此對永磁屏蔽電機的研究具有重要的理論價值和工程價值。國內外學者對永磁屏蔽電機展開了廣泛的研究。江蘇大學分析研究了永磁屏蔽電機的電磁設計和效率[2-3]。哈爾濱理工大學提出了雙屏蔽復合轉子永磁屏蔽電機，并分析研究其損耗和性能[4]。同時，一些學者研究了永磁屏蔽電機各損耗[5-6]，分析了永磁屏蔽電機的軸向電磁力[7]，研究了自起動永磁屏蔽電機[8]，計算了永磁同步屏蔽電機的三維磁場[9]等?？傊?，永磁屏蔽電機由于效率較高，是未來的發(fā)展方向。

無刷直流永磁屏蔽電機的精確計算直接影響到電機性能。由于無刷直流永磁屏蔽電機的端部漏感較大，二維方法無法精確計算。本文采用三維瞬態(tài)有限元法計算了一臺無刷直流永磁屏蔽電機的三維電磁場和繞組電感，并且采用場路耦合法計算了該電機額定狀態(tài)下的各項性能參數(shù)。

1 無刷直流永磁屏蔽電機數(shù)學模型

無刷直流永磁屏蔽電機采用兩相導通星形三相六狀態(tài)的工作方式。在這種工作方式下共有六個工作狀態(tài)，每個工作狀態(tài)下電機兩相導通[10]。

無刷直流永磁屏蔽電機的數(shù)學模型[11]主要由電壓方程、反電勢方程、電磁轉矩方程和機械運動方程等組成。

1.1 電壓方程

無刷直流永磁屏蔽電機的定子電壓方程：

(1)

式中：Ua，Ub和Uc分別為定子繞組三相電壓；ea，eb和ec分別為定子繞組的三相反電動勢；ia，ib和ic分別為定子繞組三相電流；R為定子繞組每相電阻；L和M分別為定子繞組的自感和互感。

1.2 反電動勢方程

無刷直流永磁屏蔽電機每相感應電動勢：

(2)

式中：E為每相感應電動勢；Bδ為氣隙磁密；l為導體軸向有效長度；D為電樞內徑；W為每相繞組串聯(lián)匝數(shù)；n為電機轉速。

1.3 電磁轉矩方程

無刷直流永磁屏蔽電機的電磁轉矩方程：

(3)

式中：ωs為轉子機械角速度。

1.4 機械運動方程

無刷直流永磁屏蔽電機的機械運動方程：

(4)

式中：J為電機的轉動慣量；TL為電機的負載轉矩；B為摩擦系數(shù)。

2 無刷直流永磁屏蔽電機三維磁場分析

2.1 電機結構參數(shù)

分析的無刷直流永磁屏蔽電機用于屏蔽電泵系統(tǒng)中。電機的額定電壓為24V，額定轉速為3 000r/min，額定轉矩為110mN·m。電機的主要結構參數(shù)如表1所示，其中，定子內徑和轉子外徑都是不包括屏蔽套的尺寸。

表1 無刷直流永磁屏蔽電機的結構參數(shù)

無刷直流永磁屏蔽電機的繞組直接影響電機性能，因此優(yōu)化設計出一組適合的繞組參數(shù)尤為重要，表2為經過優(yōu)化設計后的永磁屏蔽電機的繞組參數(shù)。

表2 無刷直流永磁屏蔽電機的繞組參數(shù)

2.2 電機三維磁場分析

根據(jù)無刷直流永磁屏蔽電機的結構及材料參數(shù)，利用有限元軟件構建電機的三維有限元模型，建立的電機三維模型如圖1所示。該電機采用6槽4極結構，定子采用牌號為50W470的硅鋼片。轉子無鐵心，完全由永磁體構成，永磁材料為鐵氧體，極弧系數(shù)為1。不僅結構簡單，便于生產制造，而且成本低。

(a)定子(b)轉子

圖1 無刷直流永磁屏蔽電機的三維模型

電機端部的漏磁場是三維分布的，并決定了端部漏感。由于該電機的定子結構導致端部漏電感較大，用二維有限元法無法精確計算，因此需要采用三維有限元方法計算。運用三維瞬態(tài)有限元法對電磁場進行分析，得到任意時刻電機的三維磁場分布。某時刻定轉子的磁密分布如圖2所示。

(a)定子磁密(b)轉子磁密

圖2 無刷直流永磁屏蔽電機內的磁密分布

屏蔽套在電機運行中會產生渦流，形成渦流損耗，對電機性能造成一定的影響，因此需要精確計算。定子屏蔽套的渦流損耗分布如圖3所示。通過后處理功能，即可計算獲得定子屏蔽套的三維渦流損耗。

圖3 定子屏蔽套的三維渦流損耗分布

2.3 電樞繞組的電感計算

無刷直流永磁屏蔽電機三相電樞繞組分別相差120°電角度。定子與轉子的相對位置影響電機的電磁場分布，從而影響電樞繞組的自感和互感。于是可以通過計算電機內部不同位置的三維電磁場。如果電流有十分微小的攝動，磁場能量也相應改變，于是可計算繞組電感，這種方法稱為能量攝動法。運用該方法，可獲得三相電樞繞組的電感參數(shù)。經過計算，A相繞組的自感與定轉子的相對位置角θ之間的關系曲線如圖4所示。

圖4 A相繞組的自感波形

自感Laa的傅里葉級數(shù)形式：

(5)

式中：n為諧波次數(shù)；A0為自感直流分量；φn為n次諧波的相位角。

對Laa進行FFT諧波分析，得到的各次諧波幅值如表3所示。

表3 自感Laa各次諧波成分

以定轉子的相對位置角θ為橫坐標，A相繞組與B相繞組間的互感波形如圖5所示。

圖5 A相繞組與B相繞組的互感波形

同樣對Mab進行FFT分析，得到的各次諧波幅值如表4所示。

表4 互感Mab各次諧波成分

3 無刷直流永磁屏蔽電機性能參數(shù)計算

本文采用場路耦合的方法對電機性能參數(shù)進行計算。圖6為使用Maxwell軟件外電路搭建的無刷直流永磁屏蔽電機的電路部分，通過控制該部分電路，可以實現(xiàn)兩相導通星形三相六狀態(tài)。

建立無刷直流永磁屏蔽電機有限元模型和控制電路模型后，就可以利用場路耦合法計算該電機的參數(shù)性能。

無刷直流永磁屏蔽電機的損耗主要包括定子鐵心損耗、定子繞組銅耗、屏蔽套渦流損耗以及轉子旋轉的水摩擦損耗等。

圖6 無刷直流永磁屏蔽電機的控制電路圖

額定轉速下，無刷直流永磁屏蔽電機定子鐵心損耗隨時間的變化曲線如圖7所示。于是得到穩(wěn)定運行時的定子鐵心損耗為0.568W。

圖7 無刷直流永磁屏蔽電機的鐵耗

額定轉速下，無刷直流永磁屏蔽電機定子繞組銅耗隨時間的變化曲線如圖8所示。于是得到穩(wěn)定運行時定子繞組銅耗為9.396W。

圖8 無刷直流永磁屏蔽電機的銅耗

通過三維有限元法計算屏蔽套渦流損耗，得到屏蔽套渦流損耗值為0.804W。另外計算水摩擦損耗為0.479W。將各項損耗相加，得到無刷直流永磁屏蔽電機的總損耗∑p=11.25W。

額定轉速下，無刷直流永磁屏蔽電機三相電流隨時間的變化曲線如圖9所示?？梢缘玫椒€(wěn)定時三相電流的有效值為4.04A。

圖9 無刷直流永磁屏蔽電機的三相電流

額定轉速下，無刷直流永磁屏蔽電機感應電動勢隨時間的變化曲線如圖10所示，進行FFT諧波分析，得到感應電動勢的基波幅值為8.06V。

圖11為額定轉速下無刷直流永磁屏蔽電機的電磁轉矩波形。對數(shù)據(jù)進行分析，可以得到穩(wěn)定時電磁轉矩的平均值為117.3mN·m，峰峰值為58.71mN·m，顯然轉矩脈動很大。除了齒槽轉矩以及電樞反應引起的轉矩脈動，很大一部分是由電流換相引起的。

圖10 無刷直流永磁屏蔽電機的三相感應電動勢

圖11 無刷直流永磁屏蔽電機的電磁轉矩

由于無刷直流永磁屏蔽電機的電磁轉矩為117.3 mN·m，可計算出輸出功率為36.48 W。

因此，無刷直流永磁屏蔽電機的效率：

(6)

4 結 語

無刷直流永磁屏蔽電機的性能參數(shù)需要精確計算。本文采用三維瞬態(tài)有限元方法分析了一臺24 V無刷直流永磁屏蔽電機的三維磁場分布，并用能量攝動法計算獲得電樞繞組的自感和互感值。然后利用場路耦合法，計算獲得屏蔽套的渦流損耗以及定子的鐵耗和銅耗，從而得到電機的電磁轉矩和效率等參數(shù)。本文對于無刷直流永磁屏蔽電機的設計及性能分析提供了一定的理論參考。

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Parameters Computation for Brushless DC PM Canned Motor

NIYou-yuan1, 2，GEMu-ming1，HUANGYa1，HEQiang1

(1.Hefei University of Technology，Hefei 230009，China;2.Collaborative Innovation Center of Industrial Energy-Saving and Power Quality Control，Hefei 230601，China)

Canned motors are widely used in all kinds of liquid circulation systems. Due to the large end leakage inductance of the brushless DC permanent magnet (PM) canned motor, the traditional two dimensional (2D) method can't be used to compute its performance accurately, so a three dimensional (3D) numerical method is required. The electromagnetic fields of the motor were analyzed using a 3D transient finite element method (FEM). Besides, using a energy perturbation method, the self-inductance and mutual-inductance values of the stator windings were computed in terms of different rotor positions. On this basis, the performance parameters of the motor under the rated condition were calculated using a field-circuit coupled method.

brushless DC； PM canned motor； 3D transient FEM； field-circuit coupled method

2015-11-11

安徽省自然科學基金項目(1508085ME89)

TM33

A

1004-7018(2016)05-0006-04

倪有源(1976-), 男,博士,副教授,研究方向為電機設計及其控制。