非晶合金高速永磁電機(jī)定子鐵損與效率的計(jì)算

劉明基，鄔 烔，鄭茹心，胡 歡，詹 陽

（華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，北京 102206）

0 引言

高速永磁電機(jī)比普通電機(jī)的轉(zhuǎn)速更高、體積更小、效率更高[1-2]。高速永磁電機(jī)和負(fù)載之間不需要變速裝置，可有效降低生產(chǎn)設(shè)備的噪聲，同時(shí)提高傳動效率。適合高速運(yùn)行的電機(jī)有永磁電機(jī)、異步電機(jī)和開關(guān)磁阻電機(jī)[3]。其中，高速永磁電機(jī)沒有勵(lì)磁繞組，效率高、控制精度高。高速永磁電機(jī)的這些優(yōu)勢使其在高速數(shù)控機(jī)床、飛輪儲能、微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電、高速壓縮機(jī)等多領(lǐng)域都有很好的應(yīng)用發(fā)展前景[4]。

隨著轉(zhuǎn)速和頻率的升高，傳統(tǒng)硅鋼鐵芯電機(jī)的鐵芯損耗按冪指數(shù)快速增大，導(dǎo)致電機(jī)效率降低。因此，低損耗的非晶合金材料逐漸被應(yīng)用在高速永磁電機(jī)中。非晶合金材料具有磁導(dǎo)率高、損耗低的優(yōu)點(diǎn)，在高頻情況下鐵損低的優(yōu)勢更加明顯，高頻損耗是傳統(tǒng)硅鋼鐵芯損耗的10%以下[5]，應(yīng)用在高速電機(jī)上能顯著降低定子的鐵芯損耗，提高電機(jī)的效率，節(jié)約能源并減少溫室氣體的排放[6]。如果設(shè)計(jì)合理，非晶合金電機(jī)的效率最高可達(dá)98%，即使在中高頻的情況下，非晶合金電機(jī)也能達(dá)到很高的運(yùn)行效率[7]。很多學(xué)者認(rèn)為非晶合金的使用是電機(jī)軟磁材料發(fā)展中的重要突破。

在高速永磁電機(jī)運(yùn)行過程中，電機(jī)內(nèi)部會產(chǎn)生多種損耗，這些損耗作為熱源將直接引起電機(jī)溫度升高、效率降低，嚴(yán)重時(shí)會導(dǎo)致繞組的絕緣損壞和永磁體不可逆退磁[8]。本文采用非晶合金作為高速永磁電機(jī)的定子鐵芯，并對電機(jī)轉(zhuǎn)子采用Halbach陣列+組合磁極的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以提高電機(jī)的運(yùn)行性能，同時(shí)也對以傳統(tǒng)硅鋼和非晶合金作為定子鐵芯的高速永磁電機(jī)各部分損耗以及效率進(jìn)行了計(jì)算和對比分析。本文的研究對于高速永磁電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)及運(yùn)行性能的提高具有重要意義。

1 四臺高速永磁電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

氣隙磁通密度波形（包括氣隙磁密的幅值和諧波含量）對電機(jī)的損耗、效率及電磁力矩等性能影響較大[9]。對于電機(jī)氣隙磁通密度的基波幅值，其大小應(yīng)達(dá)到一定的水平，以滿足電機(jī)對磁負(fù)荷和功率密度的要求。如果永磁磁極參數(shù)設(shè)計(jì)不合理，氣隙磁密中的諧波含量就會比較高，諧波磁密將直接導(dǎo)致電機(jī)定子鐵損及轉(zhuǎn)子渦流損耗的增加，并且引起力矩脈動、振動和噪聲。

本節(jié)首先對兩臺表貼式四極永磁電機(jī)采用田口法對Halbach陣列+組合磁極的磁極結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，其中一臺是非晶合金高速永磁電機(jī)，另一臺是硅鋼高速永磁電機(jī)。除上述兩臺電機(jī)外，本文還優(yōu)化了一臺兩極非晶合金高速永磁電機(jī)和一臺兩極硅鋼高速永磁電機(jī)，并與上述的兩臺四極永磁電機(jī)進(jìn)行對比分析。

1.1 四極非晶合金高速永磁電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

首先對定子鐵芯為1K101非晶合金的四極轉(zhuǎn)子磁鋼表貼式HSPMSM進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。永磁轉(zhuǎn)子采用Halbach陣列與組合磁極相結(jié)合的磁極結(jié)構(gòu)，每極磁鋼由三塊不等跨角的釹鐵硼磁鋼組成，中間為最大磁能積比較高的35EH，兩邊為最大磁能積相對較弱的相同釹鐵硼磁鋼。HSPMSM的結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示， 待優(yōu)化的磁極變量如圖1（b）所示。具體待優(yōu)化變量包括：磁鋼厚度l、低磁能積磁鋼所占角度α、低磁能積磁鋼充磁角度β以及低磁能積磁鋼矯頑力m。四極非晶合金高速永磁電機(jī)的參數(shù)如表1所示。

表1 四極非晶合金高速永磁電機(jī)的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of 4-pole amorphous alloy HSPMSM

圖1 非晶合金HSPMSM及磁極結(jié)構(gòu)Fig.1 Diagram of amorphous alloy HSPMSM and its magnetic pole structure

采用田口法對四極非晶合金HSPMSM的磁極參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。根據(jù)前期的有限元仿真經(jīng)驗(yàn)，本文仿真實(shí)驗(yàn)中，磁鋼厚度的變化范圍設(shè)置在8.2mm～8.5mm之間，低磁能積磁鋼所占角度設(shè)置在14°～20°之間，低磁能積磁鋼充磁角度設(shè)置在25°～40°之間，低磁能積材料可選擇矯頑力731kA·m-1的28EH、 747kA·m-1的 30EH、 794kA·m-1的 33EH以及803kA·m-1的35EH。非晶合金HSPMSM各變量的取值樣本如表2所示。

表2 各優(yōu)化變量水平值的選取Table 2 Selected level values of each optimization variable

對永磁電機(jī)進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，優(yōu)化目標(biāo)選為氣隙磁通密度幅值和諧波畸變率。其中，基波磁密幅值的目標(biāo)值是永磁電機(jī)電磁設(shè)計(jì)時(shí)根據(jù)端電壓得到的期望基波磁密幅值，而諧波畸變率的計(jì)算公式如下

式（1）中，Bmn為n次諧波的幅值，Bm1為基波幅值。

由前期的仿真可知，氣隙磁密中的齒諧波主要由定子齒槽引起，與轉(zhuǎn)子磁極參數(shù)關(guān)系不大，因此本次優(yōu)化暫不考慮齒諧波。由于永磁同步電機(jī)在繞組星接時(shí)的線電壓中不含3次諧波電動勢，因此本文優(yōu)化過程中也不考慮3及3的倍數(shù)次諧波磁密，得到的其他次數(shù)諧波含量表達(dá)式如下

根據(jù)上面選擇的變量變化范圍，建立4個(gè)元素、每個(gè)變量4個(gè)不同水平的正交表，即4×4的正交表，共需要進(jìn)行16組有限元仿真計(jì)算。正交試驗(yàn)仿真結(jié)果如表3所示。

表3 正交實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表Table 3 Data table of orthogonal experiment

先分別對所有氣隙磁密幅值和諧波含量取平均值，計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 平均值計(jì)算Table 4 Average calculation

再計(jì)算四個(gè)變量在不同取值下的平均值，計(jì)算結(jié)果如表5和表6所示。

表5 各變量不同取值對應(yīng)的氣隙磁密基波幅值Table 5 Fundamental wave amplitude of the air-gap magnetic density corresponding to the different values of each variable

表6 各變量不同取值對應(yīng)的諧波含量Table 6 Harmonic content to different values of each variable

由表5數(shù)據(jù)可知，氣隙磁通密度基波幅值最接近期望值的一組參數(shù)為l（4）α（1）β（1）m（3）（注：l（4）表示變量l和水平4對應(yīng)的數(shù)據(jù)，其余參數(shù)含義相同）；由表6數(shù)據(jù)可知，諧波含量最小的一組參數(shù)為l（4）α（1）β（1）m（3）。 為了使磁密基波幅值盡可能接近期望值以及諧波含量盡可能小，現(xiàn)選取參數(shù)組合l（4）α（1）β（1）m（3）作為初步優(yōu)化結(jié)果，即：磁鋼厚度l為8.5mm、低磁能積磁鋼所占角度α為14°、低磁能積磁鋼充磁角度β為25°以及低磁能積磁鋼矯頑力m為747kA·m-1。

分析上述組合并再次進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果顯示該組合下的基波磁密幅值比設(shè)計(jì)時(shí)的目標(biāo)值略大。根據(jù)表4、表5和表6進(jìn)行方差分析，分別得到四個(gè)變量的變化對氣隙磁密基波幅值和諧波含量影響的比重，可分別確定對氣隙磁密基波幅值和諧波含量影響最大的變量，計(jì)算結(jié)果如表7所示。

表7 各變量對電機(jī)特性影響的相對重要性Table 7 Relative importance of influence of each variable on motor characteristics

由表7可知，改變磁鋼厚度對諧波含量的影響不大，因此可以將磁鋼厚度減小。通過計(jì)算，當(dāng)磁鋼厚度為8.3mm時(shí)，氣隙磁密達(dá)到期望值附近。

通過以上的優(yōu)化過程，對于本文設(shè)計(jì)的四極非晶合金高速永磁電機(jī)，得到最佳的優(yōu)化變量組合為：磁鋼厚度為8.3mm、低磁能積磁鋼所占角度為14°、低磁能積磁鋼充磁角度為25°以及低磁能積磁鋼矯頑力為747kA·m-1。此時(shí)，Bm1=0.5634T，THDex=0.9%。優(yōu)化后的HSPMSM的磁密云圖以及氣隙磁密波形圖如圖2（a）和圖2（b）所示。由圖2（a）可知，非晶合金定子鐵芯的最大磁密主要集中在齒部，為1.385T，在非晶合金的有效利用范圍之內(nèi)，達(dá)到設(shè)計(jì)要求。由圖2（c）和圖2（d）可知，優(yōu)化后的空載A相電動勢波形正弦度很高，其FFT分解僅含有少量5次諧波分量。

圖2 四極非晶合金HSPMSM的優(yōu)化結(jié)果Fig.2 Optimization results of 4-pole amorphous alloy HSPMSM

優(yōu)化前后的四極非晶合金HSPMSM的基波幅值、諧波含量對比如圖3所示。可以看出，經(jīng)過田口法優(yōu)化后，除去齒諧波和3及3的倍數(shù)次諧波的諧波含量明顯降低，降低幅度為25%。優(yōu)化設(shè)計(jì)后加工的四極非晶合金電機(jī)樣機(jī)如圖4所示，永磁轉(zhuǎn)子磁鋼護(hù)套沿圓周方向刻槽是為了減小轉(zhuǎn)子渦流損耗[10]。此外，將永磁磁鋼表層進(jìn)行環(huán)氧涂覆，并沿軸向分段處理，依次錯(cuò)開一定角度，可以有效減小齒槽諧波、轉(zhuǎn)矩脈動及永磁體渦流損耗。

圖3 四極非晶合金HSPMSM優(yōu)化前后基波幅值、諧波含量對比Fig.3 Fundamental wave amplitude and harmonic content comparison of 4-pole amorphous alloy HSPMSM before and after optimization

圖4 50kW四極非晶合金電機(jī)樣機(jī)示意圖Fig.4 Schematic diagram of 50kW 4-pole amorphous alloy motor prototype

1.2 四極硅鋼電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了對比非晶合金應(yīng)用于HSPMSM的優(yōu)勢，另外設(shè)計(jì)了一臺定子鐵芯為硅鋼的四極高速永磁電機(jī)，硅鋼材料的牌號為B30AHV1500，電機(jī)主要參數(shù)如表8所示，硅鋼與非晶合金1K101的BH曲線如圖5所示。

圖5 硅鋼與非晶合金B(yǎng)H曲線Fig.5 BH curve of silicon steel and amorphous alloy

表8 四極硅鋼高速永磁電機(jī)的主要參數(shù)Table 8 Main parameters of 4-pole silicon steel HSPMSM

四極硅鋼電機(jī)的優(yōu)化過程與四極非晶合金高速永磁電機(jī)相似，同樣采用田口法進(jìn)行優(yōu)化，最終確定優(yōu)化變量的組合為磁鋼厚度為5.0mm、低磁能積磁鋼所占角度為14°、低磁能積磁鋼充磁角度為30°以及低磁能積磁鋼矯頑力為747kA·m-1。此時(shí)，Bm1=0.43969T，THDex=0.77%。

四極硅鋼HSPMSM優(yōu)化后的磁密云圖以及氣隙磁密波形圖如圖6所示。由圖6（a）可知，硅鋼定子齒部最大磁密為0.8195T，比四極非晶合金電機(jī)的低。這是因?yàn)殡姍C(jī)的基波頻率為1600Hz，硅鋼的單位鐵損比較大，避免鐵芯中過高的磁密引起過多的鐵芯損耗，從而影響電機(jī)效率以及溫升。

圖6 四極硅鋼電機(jī)的優(yōu)化結(jié)果Fig.6 Optimization results of 4-pole silicon steel motor

1.3 兩臺兩極高速永磁電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

除上述兩臺四極高速永磁電機(jī)外，本文還優(yōu)化了另外兩臺兩極電機(jī)，分別是兩極非晶合金HSPMSM以及兩極硅鋼HSPMSM，用以與四極電機(jī)進(jìn)行對比分析。兩極永磁電機(jī)的轉(zhuǎn)子采用平行充磁方式，磁極結(jié)構(gòu)及充磁方向如圖7所示。

圖7 兩極永磁磁極的結(jié)構(gòu)Fig.7 Structure of 2-pole permanent magnet pole

對于兩極的永磁電機(jī)，永磁磁極平行充磁和Halbach陣列在削弱氣隙徑向磁密諧波方面的效果是相同的。因此在優(yōu)化過程中選擇平行充磁，即不需要用田口法對四個(gè)變量進(jìn)行分析，只需要改變磁鋼厚度，調(diào)整空載氣隙磁通密度的基波幅值到預(yù)期的水平即可。

兩極非晶合金高速永磁電機(jī)的參數(shù)如表9所示。經(jīng)過有限元計(jì)算，得到兩極非晶合金高速永磁電機(jī)的優(yōu)化結(jié)果，具體如下：磁鋼厚度為9.8mm，充磁方式為平行充磁。此時(shí)，Bm1=0.5644T，THDex=1.21%，非晶合金定子鐵芯的最大磁密為1.396T。

表9 兩極非晶合金高速永磁電機(jī)的主要參數(shù)Table 9 Main parameters of 2-pole amorphous alloy HSPMSM

同樣，兩極硅鋼高速永磁電機(jī)的參數(shù)如表10所示。兩極硅鋼HSPMSM的優(yōu)化結(jié)果為：磁鋼厚度為5.5mm，充磁方式為平行充磁。此時(shí)，Bm1=0.4269T，THDex=1.13%，硅鋼定子鐵芯中最大磁密為1.047T。兩極硅鋼HSPMSM定子鐵芯中的磁密之所以高于四極硅鋼電機(jī)，是因?yàn)閮蓸O電機(jī)的頻率為800Hz，是四極電機(jī)的一半，因此鐵芯中的磁密可以適當(dāng)取大一些。

表10 兩極硅鋼高速永磁電機(jī)的主要參數(shù)Table 10 Main parameters of 2-pole silicon steel HSPMSM

2 電機(jī)定子鐵芯損耗的計(jì)算

為了計(jì)算定子鐵芯的損耗，除了知道定子鐵芯磁密的動態(tài)分布外，還需要得到定子鐵芯精確的損耗模型。

2.1 鐵損系數(shù)的擬合

Steinmetz在1892年最先提出磁滯損耗的計(jì)算表達(dá)式，隨后科學(xué)家Jordan于1924年提出了兩項(xiàng)式模型?；贘ordan提出的損耗理論，Bertotti對兩項(xiàng)式模型進(jìn)一步改造，提出了經(jīng)典三項(xiàng)式常系數(shù)的鐵耗計(jì)算模型，即將鐵耗分為磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗三部分[11]，鐵耗的計(jì)算公式總結(jié)為

式（3）中，kh、kc、ke分別為由軟磁材料鐵芯在不同磁密和頻率下?lián)p耗的實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合得到的磁滯損耗系數(shù)、渦流損耗系數(shù)和異常損耗系數(shù)。

基于實(shí)測數(shù)據(jù)對非晶合金及高頻硅鋼兩種材料的鐵耗系數(shù)分別進(jìn)行擬合，兩種材料的實(shí)測數(shù)據(jù)和擬合曲線分別如圖8和圖9所示。

圖8 非晶合金與硅鋼的損耗實(shí)測數(shù)據(jù)Fig.8 Measured loss data of amorphous alloy and silicon steel

圖9 非晶合金與硅鋼的損耗擬合數(shù)據(jù)Fig.9 Fitting loss data of amorphous alloy and silicon steel

由圖8、圖9可知，損耗系數(shù)擬合程度較好。具體的非晶鐵耗系數(shù)與硅鋼鐵耗系數(shù)擬合結(jié)果如表11所示。

表11 損耗系數(shù)擬合結(jié)果Table 11 Fitting results of loss coefficient

2.2 定子鐵芯損耗的計(jì)算

本文利用ANSOFT有限元分析軟件，采用時(shí)步有限元方法對四臺電機(jī)分別進(jìn)行定子鐵芯損耗的仿真計(jì)算[12]，計(jì)算得到的電機(jī)鐵芯損耗及損耗密度隨時(shí)間變化曲線如圖10和圖11所示。為了使對比結(jié)果更加明顯，損耗云圖采用同一標(biāo)尺刻度。

圖10 四臺電機(jī)的定子鐵芯損耗Fig.10 stator core loss of the four motors

圖11 四臺電機(jī)的定子鐵芯損耗密度分布Fig.11 Stator core loss density distribution of the four motors

由仿真結(jié)果可知，四極非晶合金高速永磁電機(jī)的定子鐵芯損耗為111.1W，四極硅鋼高速永磁電機(jī)的定子鐵芯損耗為349.6W，兩極非晶合金高速永磁電機(jī)的定子鐵芯損耗為36.7W，兩極硅鋼高速永磁電機(jī)的定子鐵芯損耗為134.2 W?？梢钥闯觯徽撍臉O電機(jī)還是兩極電機(jī)，非晶合金HSPMSM的定子鐵芯損耗明顯低于硅鋼電機(jī)。

3 不同定子鐵芯的高速永磁電機(jī)效率計(jì)算

高速永磁電機(jī)的損耗包括定子鐵芯損耗、定子銅損耗、由于諧波磁場引起的轉(zhuǎn)子渦流損耗、轉(zhuǎn)子風(fēng)摩耗、軸承摩擦損耗，后兩項(xiàng)本文以機(jī)械損耗表述。電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)，繞組銅線采用多股并繞結(jié)構(gòu)，單根有效直徑小于3倍的透入深度，因此計(jì)算損耗時(shí)忽略繞組交流損耗問題。

通過在有限元平臺的仿真計(jì)算、公式計(jì)算及經(jīng)驗(yàn)估算[12]，得到四臺HSPMSM額定運(yùn)行時(shí)各部分損耗和效率計(jì)算結(jié)果，如表12所示。

表12 四臺電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)的損耗及效率Table 12 Loss and efficiency during rated operation of the four motors

由表12可知，雖然非晶合金軟磁材料的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度比硅鋼低，但由于高頻時(shí)硅鋼的磁滯效應(yīng)以及鐵芯損耗隨頻率升高快速增大，因此高頻時(shí)非晶合金的磁密工作點(diǎn)取的比硅鋼高，即便如此，非晶合金的鐵芯損耗依然比硅鋼低。因此，非晶合金定子鐵芯的高速電機(jī)效率要高于硅鋼定子鐵芯的電機(jī)。

另外，雖然四極高速永磁電機(jī)的頻率比兩極同樣轉(zhuǎn)速的電機(jī)高一倍，但對于相同定子內(nèi)外徑和鐵芯長度的HSPMSM來說，四極電機(jī)的功率密度比兩極電機(jī)高至少25%以上。這是因?yàn)樗臉O電機(jī)的定子軛部高度比兩極電機(jī)小，定子槽深一些，可以放入更多的電磁線。因此，在同樣電流密度的情況下，四極電機(jī)的定子電流比兩極電機(jī)更大一些。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

由于本文的高速非晶合金電機(jī)的額定功率為50kW，基波頻率為1600Hz，而電機(jī)驅(qū)動器還在研制當(dāng)中，暫時(shí)無法完成50kW的非晶電機(jī)實(shí)驗(yàn)。因此，搭建采用同樣有限元計(jì)算和優(yōu)化方法優(yōu)化的11kW、36000r／min的四極非晶電機(jī)實(shí)驗(yàn)測試平臺，進(jìn)行空載及負(fù)載實(shí)驗(yàn)，對本文的仿真計(jì)算和優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行間接驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)測試平臺如圖12所示。高速電機(jī)驅(qū)動器輸出高頻交流電驅(qū)動非晶合金高速永磁電機(jī)，通過法蘭連接帶動同樣規(guī)格的非晶合金高速永磁發(fā)電機(jī)運(yùn)行，發(fā)電機(jī)輸出接對稱三相電阻負(fù)載。使用功率分析儀采集電機(jī)輸入側(cè)與發(fā)電機(jī)輸出側(cè)的電壓電流，波形如圖13和圖14所示，計(jì)算得到高速電機(jī)的運(yùn)行效率曲線如圖15所示。

圖12 實(shí)驗(yàn)測試平臺Fig.12 Diagram of test platform

圖13 非晶合金高速永磁電機(jī)的電動勢波形Fig.13 EMF waveform of amorphous alloy HSPMSM

圖14 非晶合金高速永磁電機(jī)的電流波形Fig.14 Current waveform of amorphous alloy HSPMSM

圖15 非晶合金高速永磁電機(jī)的測試效率曲線Fig.15 Test efficiency curve of amorphous alloy HSPMSM

11kW非晶合金高速電機(jī)運(yùn)行在額定轉(zhuǎn)速時(shí)，圖13中的非晶合金電機(jī)測試電動勢波形與圖2（c）仿真所得電動勢波形同樣正弦度較高，說明優(yōu)化方案效果明顯。表13實(shí)驗(yàn)測得的運(yùn)行效率也與最初11kW電機(jī)仿真計(jì)算結(jié)果基本接近，從而間接驗(yàn)證了本文電磁場、損耗的有限元計(jì)算的準(zhǔn)確性及優(yōu)化方法具有良好的效果。

5 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了四臺不同的高速永磁電機(jī)，并分別進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化以及效率計(jì)算，最終得出了以下結(jié)論：

1）對四極永磁電機(jī)采用Halbach與組合磁極相結(jié)合的轉(zhuǎn)子磁極結(jié)構(gòu)，利用田口法對磁鋼厚度、低磁能積材料所占角度、Halbach充磁夾角和低磁能積材料的矯頑力這四個(gè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，明顯降低了氣隙磁密諧波含量，與優(yōu)化前相比，降低幅度為25%。

2）對四臺電機(jī)的定子鐵芯損耗進(jìn)行了計(jì)算，得出了使用非晶合金材料可以使電機(jī)定子鐵芯損耗明顯降低的結(jié)論。

3）設(shè)計(jì)的四臺高速永磁電機(jī)中，非晶合金定子鐵芯的損耗明顯低于硅鋼定子鐵芯，高頻時(shí)非晶合金鐵芯的磁密工作點(diǎn)可以高于硅鋼定子鐵芯，使得非晶合金電機(jī)的額定功率比同體積下的硅鋼電機(jī)高很多，因此使用非晶合金材料可以明顯提升電機(jī)的功率密度，同時(shí)還可以提升電機(jī)運(yùn)行效率，提升幅度約為2.2%。

4）通過對11kW、36000r／min高速非晶合金電機(jī)的效率測試，間接驗(yàn)證了本文優(yōu)化方案以及計(jì)算方法的有效性。