高功率密度盘式永磁同步电动机的设计与研究

高功率密度盘式永磁同步电动机的设计与研究

姓名：兰斌申请学位级别：硕士专业：电机与电器指导教师：唐任远

20070317

沈日ｌ＿１：业人学硕士学位论文摘要盘式永磁电机因其较高的转矩密度和良好的动态响应特性，在各种驱动、伺服和控制领域得到了迅速的推广和应用。本文针对盘式永磁同步电动机的设计展开研究，所做工作主要包括以下几个部分：首先，从电机的主要尺寸方程入手将盘式永磁电机和径向永磁电机的转矩密度进行了比较，得到了两种电机转矩密度的变化关系。推导了六相盘式永磁同步电动机的电枢反应电抗、槽漏抗等的计算公式，同时也给出了这些参数相应的有限元计算方法，两种计算结果基本一致。并且在对多极少齿结构电机的漏磁系数进行研究的基础上，总结了该类电机的漏磁系数的计算方法。其次，采用了针对六相电机的２２极２４槽结构，使得电机的主要尺寸减小，电机定予冲槽、电枢下线等工艺要求降低。利用有限元法和傅立叶分析求解对永磁体的形状进行优化，可使得永磁电机气隙磁密波形畸变率减小，进而降低的转矩波动。定量分析了不同定子槽口宽度对空载反电动势波形和齿槽转矩的影响规律。通过对盘式永磁电机的磁场分布特点的研究，编写了分环法盘式永磁电机电磁设计程序。通过对样机设计值与实验值比较，不断对盘式永磁电动机的电磁程序进行完善和修正，目前已经形成了一个比较实用可靠的ＣＡＤ软件。对盘式永磁电机转子盘体进行刚度计算，并且也对电机的定子进行了固有频率的计算，保证了电机的可靠运行。最后，在上述研究的基础上，本文设计制造了一台５ｋＷ的双定子单转子结构的盘式永磁同步电动机样机并做了详细的实验，实验结果与理论分析基本一致。关键词：盘式，永磁电机，六相，参数计算，轴向磁通高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究ＤｅｓｉｇｎａｎｄＲｅｓｅａｒｃｈｏｆＨｉｇｈＰｏｗｅｒＤｅｎｓｉｔｙＤｉｓｃＰＭＳＭＡｂｓｔｒａｃｔＢｅｃａｕｓｅｏｆｔｈｅｈｉｇｈｔｏｒｑｕｅｄｅｎｓｉｔｙａｎｄｇｏｏｄｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅ，Ｄｉｓｃｐｅｒｍａｎｅｍｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｈａｓｂｅｅｎｐｒｏｍｏｔｅｄａｎｄａｐｐｌｉｅｄｒａｐｉｄｌｙｉｎｔｈｅｄｒｉｖｉｎｇ．ＳｆｆＩ＇ＶＯａｎｄｃｏｎｔｒｏｌａｒｅａｓ．ＴＩｌｉｓｐａｐｅｒｓｔｕｄｉｅｓｔｈｅｉｎｔｈｅｆｏｌｌｏｗｓ．Ｆｉｒｓｔｌｙ，ｂｙａｄｅｓｉｇｎｏｆｄｉｓｃｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｍｏｔｏｒ．１１圮ｍａｊｏｒｗｏｒｋｓａｒｅｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｔｏｒｑｕｅｄｅｎｓｉｔｙｏｆｄｉｓｃａｎｄｒａｄｉａｌｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｆｒｏｍｓｉｚｉｎｇｅｑｕａｔｉｏｎ，ｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｏｆｔｗｏｍｏｔｏｒｓ’ｔｏｒｑｕｅｄｅｎｓｉｔｙｈａｓｂｅｅｎａｎａｌｙｚｅｄ．１１１ｅｍａｉｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒｍｕｌａｏｆｔｈｅｓｉｘ－ｐｈａｓｅｄｉｓｃｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｍｏｔｏｒｉｓａｌｓｏｐｕｔｆｏｒｗａｒｄ．ｓｕｃｈ嬲ａｒｍａｔｕｒｅｒｅａｃｔａｎｃｅａｎｄｓｌｏｔｌｅａｋｒｅａｃｔａｎｃｅ．ｎ圮ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｏｆｔｈｅｓｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓａｌｓｏｂｅｅｎｉｎｔｒｏｄｕｃ，ｅｄ．ｔｈｅｔｗｏｒｅｓｕｌｔｓａ∞ｂａｓｉｃａｌｌｙｔｈｅｓａｍｅ．Ｂａｓｅｄｏｎｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｔｈｅｌｅａｋａｇｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｉｔｈｌｉｔｔｌｅ·ｐｏｌｅａｎｄｍｕｃｈ－ｔｏｏｔｈ，ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｌｅａｋａｇｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｉｓｐｒｅｓｅｎｔｅｄ．Ｓｅｃｏｎｄｌｙ，谢ｔｈｔｈｅｓｉｘ—ｐｈａｓｅｍｏｔｏｒ埘ｔｌｌ２２ｐｏｌｅｓａｎｄ２４ｓｌｏｔｓｐｒｅｓｅｎｔｉｎｇ，ｔｈｅｍｏｔｏｒｓｉｚｅｉｓｄｅｃｒｅａｓｅｄａｎｄｐｒｏｄｕｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｉｓｒｅｄｕｃｅｄ．ＯｎｔｈｅｂａｓｉｓｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｈａｐｅｏｆｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｔｈｅｂｙｔｈｅｕｓｅｏｆＦｏｕｒｉｅｒａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ．ｉｔＣａｎｍａｋｅａｎｄｔｏｒｑｕｅｒｉｐｐｌｅｍｏｔｏｒｇａｐｍａｇｎｅｔｉｃｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎｒｅｄｕｃｅｄ．１１ｌｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｂａｃｋ－ＥＭＦｗａｖｅａｎｄｃｏｇｇｉｎｇｔｏｒｑｕｅｉｎｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗｉｄｔｈｏｆｓｌｏｔｏｐｅｎｉｎｇｓｉｓｑｕａｎｔｉｔａｔｉｖｅｌｙａｎａｌｙｚｅｄ．ｆｉｅｌｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｄｉｓｃＢａｓｅｄｏｎｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｓ，ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｄｅｓｉｇｎｄｉｖｉｎｇｒｉｎｇｗａｙｉｓｐｒｏｃｅｓｓｏｆｄｉｓｃｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｓｗｉｔｈｔｈｅｃｏｍｐｉｌｅｄ．Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｏｆｄｉｓｃｗｉｔｌｌｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｄｅｓｉｇｎｖａｌｕｅａｎｄｍｅａｓｕｒｅｒｅｓｕｌｔｓ，ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｒｏｃｅｄｕｒｅｓｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｈａｓｂｅｅｎｉｍｐｒｏｖｅｄａｎｄａｍｅｎｄｅｄ．Ａｐｒａｃｔｉｃａｌａｎｄｒｅｌｉａｂｌｅａｎｄｒｏｔｏｒ，ｗｈｉｃｈＣＡＤｓｏｆｔｗａｒｅｈａｓｂｅｅｎｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｎｏｗ．ＴｈｒｏｕｇｈｓｔｉｆｆｎｅｓｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｒｏｔｏｒｐｌａｔｅｏｆＤＰＭＳＭａｎｄｎａｔｕｒａｌｆｒｅｑｕｅｎｃｙｏｆｓｔａｔｏｒｅｎｓｕｒｅｄｔｈｅｒｅｌｉａｂｌｅｏｐｅｒａｔｉｏｎ．堡！！：！：些查堂堡主鲨塑Ｆｉｎａｌｌｙ．ｂａｓｅｄ０ｎａｂｏｖｅｓｔｕｄｉｅｓａｐｒｏｔｏｔｙｐｅｏｆｈａｓｂｅｅｎＤＰＭＳＭｗｉｔｈａｏｎｅ．ｒｏｔｏｒ－ｔｗｏ．ｓｔａｔｏｒｓｈａｖｅｂｅｅｎｆｉｎｉｓｈｅｄ．ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎａｎｄｒａｔｅｄｐｏｗｅｒ５ｋＷｄｅｓｉｇｎｅｄａｆｅｔｈｅｔｅｓｔｓＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＭｅａｓｕｒｅｒｅｓｕｌｔｓａｎｄｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｂａｓｉｃａｇｒｅｅｍｅｎｔ。ＫｅｙＷｏｒｄｓ：ｄｉｓｃｔｙｐｅ，ＰＭｍｏｔｏｒ，ｓｉｘ－ｐｈａｓｅ，Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ，ａｘｉａｌｆｌｕｘ独创性说明本人郑重声明：所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写的研究成果，也不包含为获得沈阳工业大学或其他教育机构的学位或证书所使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中做了明确的说明并表示了谢意。签名：兰盐日期：幽：！：：！关于论文使用授权的说明本人完全了解沈阳工业大学有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留送交论文的复印件，允许论文被查阅和借阅；学校可以公布论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。（保密的论文在解密后应遵循此规定）’签名：兰途导师签名：厘！至生日期：竺乙！：：２沈日｝Ｔ业大学硕士学位论文１绪论１．１课题研究的目的和意义近年来，随着数控机床、工业机器人、机械手、电动助力车、计算机及其外围设备等高科技产品的兴起及特殊应用（如雷达、卫星天线等跟踪系统的需要），对伺服驱动电机提出了更高的性能指标和薄型安装结构的要求。同时随着人们生活水平的不断提高，尤其是对家用电器小型化、薄型化、低噪声的呼声愈来愈高，对电机的结构和体积也都提出了新的要求。为了满足工业和人们生活等需要，具有高性能指标的盘式永磁电机应运而生。它结合了永磁电机和盘式电机的优点，该类电机具有永磁电机的结构简单、运行可靠，体积小、质量轻，损耗小、效率高等优点；也同时具有盘式电机的轴向尺寸短、结构紧凑，硅钢片利用率高，没有叠片、铆压工序，下线方便、工艺简单，功率密度高，转动惯量小等优势…。因此，盘式永磁电机以其本身的诸多优势在国内外迅速地得到了广泛地应用。其中尤其以盘式永磁同步电机，盘式永磁直流电机，盘式永磁无刷直流电机最为突出。盘式永磁同步电动机由于采用永磁体激磁，转子无损耗，电机运行效率高；由于定、转子对等排列，定子绕组具有良好的散热条件，可获得很高的功率密度。另外，该类电机最显著的特点是转子的转动惯量小，机电时间常数小，峰值转矩和堵转转矩高，转矩／重量比大，低速运行平稳，具有优越的动态性能；可以制成多气隙组合式结构，进一步提高转矩，特别适合于大力矩直接驱动装置。以盘式永磁同步电动机为执行元件的伺服驱动系统是新一代的机电一体化组件，其应用于数控机床、电梯、机器人、雷达跟踪等高精度系统中，具有不用齿轮、精度高、响应快、加速度大、转矩波动小、过载能力高等特点，是一种非常理想的驱动装置。近年来，由于电力电子技术的迅速发展，具有更高控制性能的伺服系统对伺服电机的性能要求越来越高，同时随着材料科学的发展，尤其是高性能的稀土永磁材料的问世和不断完善，为研制新一代的高性能指标的大容量盘式永磁电机提供了动力和条件。该类电机在电动车辆、汽车工业、纺织工业、制衣工业等工农业生产和家用电器中具有广高功率密度赢式永磁电动机的设计与研究泛的应用前景【２—１。作为现代高性能伺服电机和大力矩直接驱动电机己广泛应用于机器人等机电一体化产品中，并开始局部地、无可争议地取代传统伺服电机产品【６】。盘式永磁电机的设计和研制对国家的工业发展和人们生活水平的提高有着重要的意义。目前，国际上盘式电机已发展到相当高的水平，出现了许多种类、不同结构、不同用途的盘式电机，其应用遍及从日常生活到高科技技术的各个领域．我国对盘式电机的研究起步较晚，设计与制造的总体水平不高。本课题旨在研制出具有国际先进水平的高功率密度的盘式永磁电机和多盘式永磁电机，部分技术指标达到国际领先，克服技术上的难点，完善相关的设计理念及方法，充分发挥盘式永磁电机的优点，推动此类电机在国内电动车及伺服系统等相关领域的应用，填补国内在该领域的空白。１．２盘式永磁电机国内外发展及研究现状盘式电机又称轴向磁场电机，早在１８２１年法拉第发明的第一台电机就是盘式电机【ｌ】，但由于它的定、转子存在轴向磁吸力以及制造复杂的缺点被以后发展起来的常规电机又称径向磁场电机所取代。但常规电机也存在很多缺陷，例如，齿根部的“瓶颈”现象，导致电机的散热和铁一ｔｌ，利用率低等问题一直困扰着电机工程技术人员１７１。近年来随着科技的发展，盘式电机铁，ａ，／ＪＩＩ困难以及定、转子存在轴向磁吸力等缺点，通过新的加工工艺和优化方案已经得以解决。于是从２０世纪４０年代起，人们又转向对轴向磁场电机的研究。研究结果表明，轴向磁场电机不但具有较高的功率密度，对于一些特殊应用场合，它还具有明显的优越性。６０年代，发明了盘形转子电机。７０年代初期，轴向磁场电机以直流电机的型式应用于电车、电动自行车、水泵、吊扇和家用电器等场合。１９７３年，英国的Ｆ．Ｋｅｉｐｅｒ指出了采用圆盘式轴向磁场结构的优越性，引起了电机界的极大兴趣，英国、前苏联、瑞士、法国、美国、日本和澳大利亚竞相研制盘式异步电机。自７０年代未期起，随着现代工业的发展和生产的需要，对轴向磁场永磁直流电机和轴向磁场异步电机的研制转向了对轴向磁场盘式永磁同步电动机的研究。１９７８年，意大利比萨大学的Ａ．Ｂｒａｍａｎｔｉ教授等人首次描述了制造轴向气隙同步电动机的几种方法，探讨了轴向磁场同步电机的特性，制造了一台双定子央单隐极转子实验样机，并提出了制造轴向磁场永磁同步电机的可行性［８１。１９７９年，联邦德国不伦瑞克大学的Ｈ．Ｗｅｈ教授探讨了双转子央单定子盘式永磁同步电机磁场计算的解析法，导出了这种沈目Ｊ，Ｉ：业人学硕士学位论文电机的稳态、瞬态参数和特性方程。１９８２年，Ｈ．ｗｎ等人描述了几种不同结构型式的轴向磁场永磁同步电机，并研制了一台双转子夹单定子高转矩高速盘式永磁同步电机。自１９８０年起，香港大学的陈清泉博士对轴向磁场同步电机也进行了深入的研究，制造了两台不同结构的样机【９】。１９８５年，美国弗吉尼亚理工大学的Ｒ．Ｋｒｉｓｈｎａｎ教授对伺服驱动用盘式永磁同步电机进行了全面讨论，通过各种径、轴向磁场电机的性能比较，得出了盘式永磁同步电机具有其他电机无可比拟的优越性能的结论，描述了这种电机构成的伺服驱动系统及其控制器【Ｉ州。１９８６年，联邦德国ＲｏｂｅｒｔＢｏｓｃｈ公司的Ｇ．Ｈｅｎｎｅｂｅｒｇｅｒ博士等人介绍了应用于机器人、机械手等领域的盘式永磁同步电机的结构和设计特点…１。到目前为止，已有瑞士的ＩＮＦＲＡＮＯＲ公司、联邦德国的ＲｏｂｅｒｔＢｏｓｃｈ公司和罗马尼亚电力工程研究所生产系列盘式永磁同步（无刷直流）电机１３１。近几年，盘式永磁电机随着市场的需要和设计研究辅助工具的提高而得到了迅速的发展。日前，国内外己丌发了许多不同种类，不同结构的盘式永磁电机。盘式永磁同步电机广泛的应用于伺服系统中，２００２年日本企业开发出低转速、高转矩，采取直接驱动方式的圆盘型伺服电动机。为得到额定转矩１０６０Ｎ·ｍ。额定转速为１２０ｒ／ｍｉｎ，功率为１５ｋＷ就可以了：而用一般的伺服电动机，则要求额定转速２０００ｆｆｒａｉｎ，功率为２２０ｋＷ。由于有如此的不同，和原来的伺服电机相比较，新品低转速、高转矩，可节能、省空『自】和低价格，又能额定运转从而稳定性优良。在中国国际第二届电梯展时，由芬兰通力公司推出的盘式永磁电机驱动的无齿曳引机，首先将永磁同步电机引入曳引机领域，引起发电梯行业的广泛关注【１２ｌ。美国的盘式电机研制公司ｌｙｎｘｍｏｔｉｏｎｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ于２００３年开发出两种盘式无刷直流电动机ｅ２２５、ｅ８１５ｔ１３】，具有很高的功率密度。其中ｅ２２５的功率密度率为１．１８Ｎ·ｍ／ｋｇ。２００１年ＭｅｔｉｎＡｙｄｉｎ和ＳｕｒｏｎｇＨｕｎｇ对环形有槽和无槽盘式永磁电机进行了深入的研究，推导出用于环形盘式永磁电机的ｓｉｚｉｎｇ方程，并将其与三维有限元计算结果对比，结果基本一致。文章指出合理的选择主要尺寸比＾和气隙磁密对提高功率密度，效率有重要影响，同时合理的选择绕组形式和永磁体形状可以很好降低脉振转矩【１４１。２００３年，芬兰的ＰａｎｕＫｕｒｒｏｎｅｎ在其博士论文中详细的讨论了减少脉振转矩的几种技术手段ｆ１５１。２００４年，意大利的ＦｅｄｅｒｉｃｏＣａｒｉｃｃｈｉ，ＦａｂｉｏＧｉｕｌｉｉＣａｐｐｏｎｉ，等对盘式永磁电高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究机的空载损耗和脉动转矩通过试验和磁场分析的方法进行了深入研究。两篇文章都得出相同的结论：在采用永磁体偏移一个角度、改变永磁体的宽度和形状、分数槽和磁性槽楔等办法都可以显著的减小脉振损耗【”】。２００５年芬兰的Ｌａｐｐｅｅｎｒａｎｔａ理工大学的ＡｓｋｏＰａｒｖｉａｉｎｅｎ在其博士论文中介绍双定子央单转子型结构的盘式永磁电机的设计。并制造了一台５ｋｗ的双定子单转子的表面式永磁盘式电机‘１７】。但是由于采用了如下图１．１ｃ的永磁体形状的原因导致该电机得脉振转矩较大。主要参数如下：表１．１５ｋｗ的双定子单转子永磁盘式电机主要参数Ｔａｂ．１．１ＭａｉｎＰａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆＤＰＭＳＭｗｉｔｈａｎｄｒａｔｅｄｐｏｗｅｒｏｎｅ．ｒｏｔｏｒ－ｔｗｏ．ｓｔａｔｏｒｓ５ｋＷａ）转子ａ）Ｔｈｅｒｏｔｏｒｂ）定子ｂ）Ｔｈｅｓｔａｔｏｒｃ）永饭ｌ体ｃ）Ｍａｇｎｅｔ幽１．１样机的转子、定子及永磁体形状Ｆｉｇ．１．１Ｒｏｔｏｒ。ｓｔａｔｏｒａｎｄｍａｇｎｅｔｏｆｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｍａｃｈｉｎｅ沈阳工业大学硕士学位论文在我国，近年来，三相盘式异步电动机已在变压器行业和起重机行业中得到了广泛应用。我国对盘式永磁同步电机的研究处于研究初级阶段，同时也取得了一些成果。１９９８年，浙江大学的刘晓东、赵衡兵等对单定子，双转子的盘式永磁电机进行了研究，采用这种结构消除了轴向吸力的影响，提出了该类电机的设计方法，并给出了该电机的输出功率和主要尺寸之间的关系１１８１。２０００年，西安交通大学的王正茂、苏少平等研制出了两台三相盘式永磁同步电动机，其主要参数如下‘１９１：表１．２西安交通大学的两台样机的主要参数Ｔａｂ．１．２ＭａｉｎＰａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｗｏｐｒｏｔｏｔｙｐｅｓｏｆｘｉ’ａａｊｉａｏｔｏｎｇｔｍｉｖｅｔｓｉｔｙ２００５年沈阳工业大学特种电机研究所研制出两台外转子结构的无铁心永磁同步电机，具有很高的转矩密度和效率。其中铁机壳的电机主要参数如下：表１．３无铁心永磁盘式电机主要参数Ｔａｂ．１．３ＭａｉｎＰａｒａｍｅｔｅｘｓｏｆｃｏｒｅｌｅｓｓＤＰＭＳＭ名称额定功率单位ＷＡ数据５０００１５．０５Ｏ．９２输入电流功率因数额定电压Ｖ２３０５一高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究（续表）我国一些学者对盘式永磁电机永磁体尺寸的计算、工作点的确定、电感计算也进行了研究。近年也研制出这种电动机，但一直处于试验阶段｜２ａ，２“。国外对这类电机的研究已远远走在我国的前面，为发展我国新一代高性能电机及伺服系统，研究盘式永磁同步电机已成为我国电机行业一项十分紧迫而艰巨的任务。１．３本课题的研究内容针对国内目前缺乏对盘式永磁电机方面系统的设计理论和分析的现状，本课题主要内容是设计一台高功率密度的盘式永磁电机，解决对盘式永磁电机的关键参数的推导以及通过电磁场求解电机参数的方法，编写盘式永磁电机的设计程序。内容主要包括：１）完成对六相盘式永磁同步电动机的电枢反应电抗、槽漏抗等的理论计算，给出了各个参数相对应的电磁场的求解方法。２）采用了２２极２４槽的六相盘式永磁电机结构，总结和完善了该种电机漏磁系数、损耗等的计算。并且完成盘式永磁电机的机械刚度等方面的计算。３）针对盘式永磁电机结构上的特点，编写完成了盘式永磁电机的电磁设计软件。４）设计一台额定功率为５ｋＷ转矩密度不少于１３．５ｋＮ．删『ｍ３的双定子单转子结构的盘式永磁电动机。６沈ＲＩＩ：业人学硕＋学位论文２六相盘式永磁电机２．１盘式永磁电机２．１．１盘式永磁电机的分类盘式永磁电机的种类较多，主要有以下几种分类方法【２２－２３１。按照定子和转子安放位置的不同，一般有以下几种结构（ａ）单边结构包括一个定子和一个转子，如图２．１ａ（ｂ）双边结构ｉ外转子，如图２．１ｉｉ内转子，如图２．１ｃｂ（ｃ）多盘结构如图２．１ｄ图２．１盘式永磁电机的结构Ｆｉｇ．２．１ＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｏｆＤＰＭＳＭａ）单盘ｂ）外转子ｃ）内转子ａ）Ｓｉｎｇｌｅ—ｓｉｄｅｄｂ１Ｅｘｔｅｒｎａｌｒｏｔｏｒｄ）多盘ｒｏｔｏｒｃ）Ｉｎｔｅｍａｌｄ）Ｍｕｌｔｉ－ｄｉｓｋ单边结构的盘式永磁电机包括一个定子和一个转子，如图２．１ａ，是最简单的盘式永磁电机结构。这种结构由于受到不平衡的轴向力，因此需要比较复杂的轴承和较厚的转子盘体。双边转子央单定子结构，也称外转子，是一种环形定子的盘式永磁电机。这种结构如图２．１ｂ所示。按照相对两个永磁体极性的不同，可以分为两种电机。一种是ＮＮ结构，其二维磁路结构如图２．２ａ所示。另一种是ＮＳ结构，其二维磁路结构如图２．２ｂ所示。这两种结构的主要区别在于永磁体的排列和绕组的安放形式上。对于ＮＮ型结构，由于相高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究绕组在轴向和径向上的绕组端部都较短，所以降低了铜耗。然而这种磁路结构要求有较厚的定子轭部作为磁路的一部分，这样就增加了铁耗。另外一个问题是这种结构的电机定子的固定比较困难。对于ＮＳ型结构，因为主磁通穿过定子齿而形成回路，而不经过定子轭部，因此上，定子的厚度可以大大减小，只要满足所需的机械强度即可。但是这种结构的绕组端部长度比较大，这样也就增大了铜耗。这两种结构的电机相比较而言，ＮＳ型由于绕组端部较长的原因导致其直径较ＮＮ型有所增加；而ＮＳ型比ＮＮ型在轴长方向上较ｔＪ、［２３１。ａ）ＮＮ型图２．２外转子磁路结构Ｆｉｇ．２．２Ｆｌｕｘｐａｔｈｓｉｎ２Ｄｐｌａｎｅｆｏｒａｂ）ＮＳ型ｓｉｎｇｌｅ－ｒｏｔｏｒ－ｔｗｏ－ｓｔａｔｏｒｓｃｏｎｓｔｒｕｒｅ双边定子央单转子结构，也称内转子，如图２．１ｃ所示。和外转子类似，也有其相似两种磁路结构，二维磁路如图２．３所示。相对的永磁体是ＮＳ时，由于冲磁方向相反，存在很大的斥力，如用表面式就很难固定永磁体，因此这种磁路结构的采用如图２．３ｂ所示的内置式结构。图２．３ａ的表面式结构，由于磁路的原因只需要一个很薄的转子固定即可，如果转子盘体采用非导磁材料，而将永磁体嵌入其内部，那么整个轴向长度减小，功率密度得到了提高。在保持电机定子结构没有发生变化的情况下，采用图２．３ｂ的内置式结构，由于存在一个比较厚的转子，功率密度就会降低。同时，这种结构还存在下述几点问题，１）由于永磁体的周围都为导磁材料，漏磁较大２）由于在转子内径处受到了电机尺寸和极数的限制，永磁体之间的安放位置很接近，很可能导致在转予内径处过饱和，而在转子外径处磁密太低，从而使得沿定子半径方向上的气隙磁密不为一个常数。８沈阳ｌ：业人学硕十学位论文内置式结构的电枢反应较大，而表面式中永磁体的磁导率和空气基本相同，相当于加长了气隙长度，因此表面式的电枢反应较小。而内置式同时也具有保护永磁体不受腐蚀，抗机械冲击等优点。ｋ一——瑚迎一…｜：！ｉｊ口｛口口口｛Ｃ一一ｋｒＵ—ｒ—Ｌ一一［Ｉ．．－厂］一Ｌｒｌ到ｌ云［习二｜］口ｊ口口口｝口［ｒ一一一一气阿一一ａ）ＮＮ型图２．３内转子磁路结构Ｆｉｇ．２．３Ｆｌｕｘｐａｔｈｓｉｎ２Ｄｐｌａｎｅｆｏｒａｂ）ＮＳ型ｓｉｎｇｌｅ－ｓｔａｔｏｒ－ｔｗｏ－ｒｏｔｏｒｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅ按照永磁体在转子上位置的不同，一般可以分为（ａ）表面式（ｂ）内置式按照定子开槽与否，一般可以分为（ａ）定予开槽结构（ｂ）环形无槽定子结构２．１．２轴向电机与径向电机的比较对于径向电机，电机的尺寸方程为：Ｄ０ｄｎＰ’６．１（２．１）口；Ｋ。。Ｋ０４魄做相应的变换，得９——高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究６０珥０２羽“ａ＇ｐＫ．ｍＫ∞ＡＢｓ（２．２）其中，Ｄｉ．为铁心内径，ｌｄ为电枢计算长度，ＫＮ＝为气隙磁场的波形系数，当气隙磁场为正弦分布时等于１．１１，Ｂｓ为气隙磁密的最大值。因此，得径向永磁电机的计算转矩为：ｒ：！堡２１竺！Ｉ茎！！鱼些在气隙磁密为Ｂ８时，定子的轭部磁密为：（２．３）那么，定子的轭计算高度为驴等ｈｉ，＝等（２．４）（２．５）所以，径向永磁电机的总体积为：Ｋ＝≯７［２厶＝和嘲Ｉ＋２ｈｉｔ）２（¨ｋ）＝三啪（１＋鲁＋等）２（１＋等）（２．６）其中，上。为电机端部长度径向永磁电机的转矩密度为风百Ｔ＇瓦磅餮ｚｘ６．１一矿石砭暖甄３０Ｄ，ｊｚ。ｆ口；ＫＮｍＫｄｐＡＢ５（２．７）咄√’由于Ｌ。“０，上式简化为‰２—萧‘忑匠ｊ互函喵‘驯‰２％筘‘礴毒砰眨８）、Ｄ；．２朋．．。、厶。而对于轴向永磁电机，计算转矩为沈目１．Ｊ：业人学硕＋学位论文ｒ＝三！堡２生等孑。半＝三竺生学１穰仁。一碚）（２．。）万×Ｏ．１万×Ｏ．其中，Ｄａｙ为电枢的平均直径（ｃｍ）巩＝（比＋见）／２，０为电枢导体的有效长度（ｅｒａ）ｌａ＝（Ｄ。一见．）／ｚ，Ａ为内径处的线负荷。由于在盘式电机的外径处轭部磁密最大，所以定子的轭部轴向长用电机外径表示为”盟”４ＰＢ．，（２．１０）所以，轴向永磁电机的总体积为：吆＝三联厶＝号（战＋２Ｌ。）２（ｋ＋ｈｔ．＋ｈｊｌ）：和＋挚岛＋每＋饕轴向永磁电机的转矩密度为Ｑ·１１’风２苦。五希虿：ｒ互ｘ６．１羁一矿石磋丐每葛３０瑶ｌａｏ＂ｐＫＮｍＫｄ０４展亿㈣坦·１２’上式（２·１２）对｜ｊ｝。求导，并令丽０ＰｉＴＡ＝。，ｋＤ＝０．５８时，转矩密度几取得了最大当轴向电机和径向电机的瑾：、彤相同，且轴向电机平均半径处的线负荷和径向电机的线负荷相等时，将式除以式，可得轴向电机与径向电机的转矩密度之比为！生二壁！纽竺釜堡：量：釜！∽鲁＋等穴－＋争ｐＴＲ亿嘲！为了简化分析，做以下假设高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究１）两类电机都不计端部长度；２）两类电机都为无齿槽的电机；３）轴向电机的永磁体厚度与电机外径之比很小可以忽略。于是，上式就简化成为（２．１４）不失一般性，假设两种电机的轭部磁密都为气隙磁密的两倍，那么上式可进一步化简为善＝等＝警小箬］２ｐＨｊＡａ口亿㈣＼＼ｑｒ）很显然，从上式中，可以看出盘式电机和径向电机的功率密度之比的大小受七。和Ｐ的影响。在七。２。．５８＇Ｂｊ坟．Ｌ＝２时，转矩密度之比随尸的变化如图２．４所示。８７６５手４３／夕。／ｊ，少＋一。０７５·ｄ·ｑ≈６／。２ｌ扩≯伊１３５７９／：？ｏ｜：ｌ一Ｏｎ１３１５１７１９ｐ图２．４黼式电机与径向电机转矩密度比随极对数变化关系Ｆｉｇ．２．４Ｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｏｆｆａｎｄｐｏｌｅｓ沈阳１：业人学硕＋学位论文从上图２．４中可以看出在极对数大于等于２时，随着极数的增大盘式电机的转矩密度以径向电机转矩密度的倍数快速增长。可见盘式电机采用多极以后转矩密度相对于径向电机有明显的优势。２．２多相永磁电机２．２．１多相永磁同步电机的优点多相永磁同步电机拥有许多本身固有的优点，具有很好的应用前景，尤其适应于军舰及潜艇推进、宇航推进、电动，燃料混合汽车驱动、电力机车牵引等高、精、尖应用领域讲之６１，这促使对多相永磁同步电机调速系统的研究逐渐成为交流调速领域的研究热点。下面对多相永磁同步电机的结构及特点做简单介绍。（１）电机相数的增多，使得影响较大的空间谐波次数增大，且幅值下降，转矩波动下降。（２）－－－相电动机是通过增加每相串联绕组匝数，实现高压大容量，多相电动机则是通过增加电机相数，实现低压大容量。故大容量的多相电动机，可采用低压变频器，避免功率器件串联，特别适合无法得到高压，但需要输出大功率的场合。（３）采用相冗余的概念，增强了系统可靠性。采用冗余结构的多相ＰＭＳＭ调速系统，当一相（或几相）逆变器桥臂或定子绕组开路时，不会影响电机的起动和运行，只需降载运行而不必停机。（４）在不增加定子每相绕组容量的条件下，电机相数增加时电机容量增大；（５）逆变器直流母线上的谐波电流减小，具有良好的低速性能。当然，多相电机也存在缺点，主要是使用的功率器件较多，控制系统较复杂，供电线路过多掣２７１。２．２．２六相双Ｙ绕组对于ｍ相平衡的电机绕组，其磁势空间谐波的次数ＶＶ＝ｋｍ。＋ｌ（２．１６）其中，ｋ为包括零的正或负的整数，ｍ。为电机绕组的相带个数。高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究当六相电机采用６０。相带时，电机的相带个数为６，空间磁势有ｙ＝６ｋ＋１：＋７、一５等次数谐波。当六相电机采用双Ｙ结构，电机的绕组为３０。相带，因此电机的相带个数为１２，空间磁势中有矿：１２ｋ＋１＝．１１、＋１３、．２３、＋２５等次数谐波［２８１。这种结构电机空间磁势中不存在５、７等高次谐波，显著的改善了空间气磁磁场波形。这也是六相电机普遍采用双Ｙ结构的主要原因。六相双Ｙ电机定子绕组由两个自身对称的三相绕组组成，中性点可以连接也可以隔离［２９１，这两个绕组分别用Ａ、Ｂ、Ｃ和ａ、ｂ、ｃ表示。两个三相绕组彼此在空问上并非对称分布，其中ａ相绕组在空问上领先Ａ相绕组３０。，而Ｂ相绕组在空间上领先ｂ相绕组９０。，其余以次类推。各相绕组空间相位关系见下图２．５ＡＢ图２．５六相双Ｙ电机各相相位图Ｆｉｇ．２．５Ｐｈａｓｏｒｓｉｎｓｉｘ－ｐｈａｓｅＹＹ－ｃｏｉｌｍｏｔｏｒ（１）各相磁势表达式设六相绕组流过的电流次数为∥，所产生的空间磁势次数为ｙ。定子基波电流的角频率为∞。若把空间坐标原点选在Ａ相绕组的轴线上，则得每相绕组的磁动势表达式１４沈叭１：业人学硕＋学位论文ｆ厶以回；％ｃｏｓＷｓｉｎ∥甜Ｉ正（ｆ，∞一％Ｃ０５Ｖ（／ｖ一万，６）缸ｕ（ａ—ｎ／ｅ）Ｉｊ厶（‘回＝Ｃ。ＣＯＳＶ（ｄ＂一２：Ｔ１３）ｍｕ（ａ一２；＇ｒ／３）ｌ厶０，４）－‰ＣＯＳＶ（ａ一５膏，６）血／ａ（Ｑｔ一５ｘ／６）｜．如０，４）＝．Ｆ０ｃｏｓｖ（ａ一４，ｎ＇／３）ｓｉｎ“Ｉ旌一４丌，３》Ｌ力以４）ｔ，ｏＣＯＳＶ（ａ一３ｚ／２）矗ｎ一０ｆ一３．，ｒ／２）由电机学理论可知，其每相的磁动势幅为：（２．１７）瓦，堑鉴，。其中，ｌｕ为／Ｊ次谐波电流的有效值，Ｐ为极对数，Ⅳ为每相串联总匝数。（２）合成磁势表达式通过三角变换，将式（２．１７）中的六式相加，于是六相绕组合成磁动势（２．１８）在２。。莓１Ｆ．＿，ｓｉｎ［－ｖａ＋／Ｊ（ｏｔ４一５８ｎ１０．Ｉ，，，，９一＠卅争ｕ莓扣．，。上，ｌ，，．．二４５８９一＠叫）争ｕ（２．１９）基波电流产生的六相合成磁动势基波幅值为：Ｅ＝每＝＿３ｘ２，、ｌ／２了／Ｎ‰＝竽等％万ｐ筇ｎ（２．２０）２．３六相双Ｙ正弦波电机结构及工作运行原理２．３．１六相盘式永磁电动机结构为了克服电机的轴向磁拉力，提高电机的可靠性，因此采用双定予夹单转子结构。如下图２．６所示，盘式永磁同步电动机的定、转子轴向并列，定子槽沿径向呈辐射状分布。定、转子铁心采用硅钢带，用单冲模冲槽，边卷边冲一次完成。永磁体采用钕铁硼永磁材料，永磁体固定在转子铁心上，并位于两个定子盘之ｆｅＪ。盘式永磁同步电动机的磁路为如图２．７所示。高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究图２．６电机结构示意图Ｆｉｇ．２．６ＢａｓｉｃｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆＤＰＭＳＭ幽２．７磁路示意图Ｆｉｇ．２．７Ｆｌｕｘｐａｔｈｓｉｎ２ＤｐｌａｎｅｆｏｒＤＰＭＳＭ２．３．２六相双Ｙ盘式永磁电动机工作运行原理盘式永磁同步电动机的运行原理与普通径向永磁同步电动机基本相同，因此用在分析普通径向永磁同步电动机的分析方法也适用于盘式永磁同步电动机。以一台２极六相表面式径向永磁同步电动机如图２．８所示为例。图中标出了定子绕组电流的ＴＥ方向。将Ａ相绕组的轴线ａｓ作为空间坐标的参考轴．假定感应电动势的正方向与电流正方向相反。取反时针方向为转速正方向。双Ｙ移３０。六相ＰＭＳＭ定子绕组中通入与绕组相对应的６相等幅正序电流，如式，空间上会产生一个确定的磁动势。设定子电流幅值为ｆ。，则各相定子绕组产生的磁动势为ｉ。＝ｉｍ沏）ｉ。＝ｉｒｎ（ｃＯｔ一３０。）ｉＢ＝ｆ。（ｃｏｔ一１２０。）瓦＝ｆ。向一１５０。）ｉｃ＝ｉｍ缸一２４０。）ｔ＝ｉｍ协一２７０。）（２．２１）１６沈阳工业大学硕士学位论文只＝０．５Ｎ，ｉ．∞ｓ协Ｊ∞ｓ协Ｊ只＝ｏ．５Ⅳ｜‘ｃｏｓ‘耐一３０＊）ｅｏｓ侈一３０。Ｊ晶＝０．５＿ｊｖ，ｉ。ｃｏｓｋ膏一１２００Ｊｃｏｓ侈一１２０。）瓦＝０．５Ｎｊｍｃｏｓ（ｃｏｔ一１５０。）ｃｏｓ◇一１５０。）％＝ｏ．５ⅣＩ‘ｅｏｓ（ａＪｔ一２４０。）ｃｏｓ眵一２４０。）（２．２２）Ｅ＝０．５Ｎ，‘ｃｏｓ陋一２７０。Ｊｃｏｓ协一２７００Ｊ定子六相绕组产生的总磁动势Ｅ为：Ｅ＝以＋Ｅ＋昂＋Ｒ＋最＋Ｅ用三角和差公式化简式，可得：（２．２３）只＝１．５ⅣＩ‘ｃｏｓ协一一）＝【１．５Ｎ，ｉ．螂协）１ｃｏｓ妒＋【１．５Ｎ，ｉ．如何】１ｓｉｒｌ妒乏为合成定子电流空间矢量，它对应的磁势为Ｅ（２．２４）图２．８六相表面式永磁同步电动机物理模型Ｆｉｇ．２．８Ｐｈｙｓｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｓｂｔ－ｐｈａｓｅ嗣皿｛ｈｃｅ－ｎ如哪ｎｔ。ｄＰＭＳＭ办为每极下永磁励磁磁链空闻矢量，它与磁极磁场轴线一致。，为空间合成磁动势与参考坐标轴的空间电角度。永磁体的磁链空间矢量办与定予合成磁动势空问矢量雳高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究将保持一定的电角度口，并都以电源角频率口的电角速度同步旋转，他们相互作用产生电磁转矩与负载转矩相平衡，保持电机的转速不变。负载不同，角口也将不同。对于ＰＭＳＭ来说，采用坐标变换或者矢量变换可以简化分析过程。采用ｄｑＯ变换时，取永磁体基波励磁磁场轴线为ｄ轴，而ｑ轴顺着旋转方向超前ｄ轴９０。电角度，ｄｑ轴随同转子以电角度ｑ一起旋转，ｄ轴与参考轴雒问的角度用啡表示。在ｄｑＯ坐标系下ＰＭＳＭ的电磁转矩￡可表达为瓦＝ｐ。ｌ纷‘＋瓴一厶ｋｆｑＪ其中，ｉｄ＝‘ｃｏｓｐ，‘＝‘ｓｔｏｐ。由此也可得到电磁转矩的另一个表达式（２．２５）瓦＝风ｌ舛‘ｓｉｎｐ＋吾也一‘七ｓｉｎ２∥Ｉ（２．２６）式（２．２６）中，括号内的第一项是由定子电流与永磁磁场相互作用产生的电磁转矩，称为励磁转矩，也叫基本转矩；而括号内的第二项是由转子凸极效应引起的转矩，称为磁阻转矩。对于内置式结构的ＰＭＳＭ，由于直轴磁路上有永磁体，所以厶＜Ｌ。，磁阻转矩与两个电感的差值成正比：对于表面式转子结构，交直轴电感基本相等，因此不存在磁阻转矩，此时电磁转矩￡可简化为Ｄｏ】：ｒｏ＝风许‘ｓｉ｜ｌ∥（２．２７）２．４本章小结ｌ、分析对比了多种盘式永磁电机的结构。并从电机的主要尺寸方程入手将盘式永磁电机和径向永磁电机的转矩密度进行了比较。首先得出了盘式电机和径向电机转矩密度的一般表达式，在此基础上，进而得到了两种电机转矩密度的变化关系。２、得到了六相双Ｙ电机的各相磁动式以及合成磁动式的表达式。对六相双Ｙ绕组的优势及其特点进行了分析。３、分析了六相双Ｙ盘式永磁电机的结构和运行原理。沈日１１：业人学硕＋学位论文３六相盘式永磁电机主要参数的计算电机参数的计算方法和计算公式是电机设计的基础，盘式永磁电动机有着和普通永磁电动机不同的结构，所以很多参数的计算方法和公式已经不再适合盘式永磁电动机的设计，因此需要推导适合盘式永磁电动机特点的参数计算方法和公式。本章主要就是研究适合盘式永磁电动机设计的主要参数的计算方法。３．１电枢反应电抗的计算计算电枢反应电抗时的几点假设１）铁磁物质的磁导率∥＝ＯＯ；２）气隙均匀，槽丌口的影响以气隙系数来计及；３）电枢槽部导体中电流集中在槽中心线上。对于表面式的双边定子单转子结构，电枢电流产生的磁动势所形成的回路如下图３．１所示，应该注意到的是在这种结构中，气隙磁密受到两个气隙和两个磁通源的影响，从而区别于一般的普通径向电机【２０】。之工＿２艮２‰．２Ｒｇ钔ｂ１图３．２等效磁路Ｆｉｇ．３．２Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｍａｇｎｅｔｉｃｃｉｒｃｕｉｔ１９——高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究其中，Ｒ。－为每极下定子铁心与永磁体表面问的气隙磁阻，Ｒｓ－２乏乏；Ｒｍ为永磁体的内磁阻，Ｒ。＝—兰＿。ｐｏ“ｒＡ２为了简化分析，根据戴维南定理，得到化简后的等效磁路如图３．２ｂ所示。因此，电枢反应回路中的总阻抗为：一”耻者＋彘：譬：着其中，∥为等效气隙长，ｇ’＝２９＋三生“，ｃ。．。，（３．２）铂每极面积，４２去三假瑚２毒姒式（３．１）和式（２．２０）代入下式（３．４），则每极基波磁通为：（３．３）以＝睾＝每＝６石，８型ｐｋ却。等由基波磁场产生的磁链％＝丸‰，Ⅳ将式（３．４）和式（３．５）代入（３．６），可知每相绕组产生的电枢反应电抗为（３．４）（３．５）五＝—２万ｚｇｅ∥．＝·考等等碡．丝三２ｐ６∥ｏ．归。￡．七品ｌＮ２将式（３．２）代入式（３．６），最终可得电枢反应电抗为Ｈ—Ｄａｖ厶１２＃ｏ∥。Ｌ，七品１Ｎ２（３．６）Ｐ２９’ｘｐｇ’沈阳工业人学硕士学位论文肖；：丝丛氅型ｎｐ（２９＋兰ｑ（３．７）通过运用有限元的二维和三维场计算也可以得到电枢反应电抗的值，由于电枢反应电抗对应的是电枢电流产生的气隙磁场而永磁体发出磁通对其没有影响。因此在磁路没有饱和的情况下，计算时可以仅仅考虑定子电流的产生的气隙磁场即可。如图３．３为电机在满载情况下的二维电枢反应磁场磁力线分布图。图３．３二维电枢反应磁场磁力线分布图Ｆｉｇ－３．３Ｔｗｏ＜ｌｉｍｅｎｓｉｏｎａｌａｌ＇ｍａｔｕｌｅｒｅａｃｔｉｏｎｍａｇｎｅｔｉｃｆｉｅｌｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ定子六相绕组中通入电流如下表３．１表３．１每相通入的电流值Ｔａｂ．３．１Ｃｕｒｒｅｍｖａｌｕｅｏｆｅａｃｈｐｈａｓｅ在六相绕组通入电流的情况下，可以得到空间气隙磁密波形，通过傅立叶分解，求得每极基波磁密为嘎．，因此电枢反应产生的每极基波磁通为疵＝Ｌｃｆｒ。，垠ｌ那么每相绕组产生的磁链为．；ｆ，。＝戎丸。Ｎ因此，表而式永磁电机的一个定子上的每相绕组电枢反应电抗为（３．９）（３．８）高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究址等如果两定子的绕组为并联，那么电机的总的电枢反应电抗为（３．１０）以＝争＝鲁如果两个定子的绕组串联，电机的总的电枢反应电抗为（３．１１）以＝２ｚ．＝警３．２槽漏抗（３．１２）盘式电机一般都采用平底或圆底平行槽，槽漏抗的计算可以分成两部分计算：通过ｂｏ高度上的漏磁通和通过ｈｌ高度上的漏磁通。前者和全部导体匝链，后者和部分导体匝链。对于单层整距绕组的槽漏抗计算而言，可以分别计算出这两部分的漏磁链得到每槽漏抗，再乘以每相串联的槽对数就可以是每相槽漏抗的值。但是，如果电机是双层分数槽绕组，绕组结构如图３．４（ｂ）所示，计算其槽漏抗时不能再简单的运用该方法。在如图３．４（ａ）的中，设上、下层线圈边中串联导体数各为Ⅳｓ／２。则上、下层线圈边的自感三。，下层线圈边的自感三。、上下层线圈边的互感Ｍａｂ（＝Ｍｂａ）分别等于【２５１。Ｌａ＝峙Ｎｓ，２“ｏｌ。丸。ｋ＝（二ＮＦｉＪ２∥。ｋ九（３．１３）帆砜Ｍ＝争２肌厶其中，以为相应于下层线圈边自感的比磁导，九为相应于上层线圈边自感的比磁导，丸为相应于上下层线圈边间互感的比磁导参考文献可以知，对于如图３．４ａ的槽形，可以得出【２５】以＝刍＋格＋等ｃｓ．㈣沈阿ｊ１：业大学硕十学位论文厶＝虿ｈ４＋警＋告＋等丸＝去＋击＋等对于双层短距绕组的槽比漏磁导为：慨㈣＠㈣丑＝｝九＋九＋９，。（３ｆｌ—１）】线圈如图３．４ｂ，所以每个槽中具有两个寿、右放置的线圈。（３．１７）而对于类似于８极９槽、２２极２４槽这种多极少齿的结构，一般在一个齿套有一个里ａ）上、下分层ｂ）左、右分层图３．４叔层绕组中的两种不同的形式Ｆｉｇ．３．４ＴｗｏｓｔｙｌｅｓｏｆＴｗｏ－Ｌａｙｅｒｗｉｎｄｉｎｇｓ由于线圈的位簧的原因导致左、右两个线圈的匝链的漏磁通路径不再和上、下双层线圈相同。每槽左边线圈的漏磁链和右边线圈的漏磁链为：”驴孵协。ｌａ（７羞－：－－．＋格＋》因此，相应于左、右线圈边自感的比磁导为：‰㈣硝＝Ⅸ＝３ｈ以Ｌ＋矗＋等（３．１９）高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究盯亍％，口Ｊ以雅导卿ｒ：征禺左边线圈胝鄙ｘ距禺处，出抽迈线圈甲阴吧’侃Ｉ任ｄｒ高度内产生的磁通为掀：等√丑丝争查，这些磁通所匝链的左线圈边的导体数为Ｚ口．等言，则在噬范围内所有磁通对左线圈边的磁链为：儿＝∥２妣＝譬＇等ｉｘ·等西·警＝睁）２协。ｏ筹ｃ。．ｚ。，右线圈边中的电流，在‰。和＿ｊ２ｌ范围内所产生的磁通对左线圈边的磁链为小（等）２协。，ｄ（毒％＋钏因此总互感漏磁链为：ｃ。．ｚ，，～小小（爿２协。，。（鑫＋百ｈ０１嗟）因此相应于左右线圈边间互感的比磁导为ｃｓ．ｚｚ，心＝格＋等嗟ｌ慨ｚ。，２ＡＡ１４．Ａ－Ａ．ＡＡＡ３ａａ４５ａａ６．Ｃ．Ｃ１８Ｃ３．５７．Ｃ．Ｃ１９ＣＣＣ８９Ｂ２１Ｃ１０Ｂ２２．Ｂ．Ｂ—ＢＢＢ１１ｂ２３—Ｂ．ｂ－ｂｂ１２ｂ２４－ｂ＿ｂ－Ｃ－ｅ－Ｃ—Ｃ１３ｂ１５．Ａ－ａ－ａ１６－ａ－ａ１７Ｃ２０ＣＣＩ墨Ｉ２２极２４槽左、右层绕组结构Ｆｉｇ．３．５Ｃｏｎｓｔｒｕｅｏｆｌｅｆｔａｎｄｆｉｇｈｔｗｉｎｄｉｎｇｉｎ２２ｐｏｌｅｓａｎｄ２４ｓｌｏｔｓｍｏｔｏｒ可以由如图３．５的绕组结构中看到，有些左、右层线圈边中的电流属于一相。有些左、右层线圈边中的电流不属于一相。对于２／３＜ｆｌ＜１的绕组结构，如果是六相绕组采用３０。相带，在一个极距内，每相绕组就会有６ｑ（１一∥）个槽左、右线圈的电流不同相，沈西Ｉ工业大学硕七学位论文有ｑ（６ｆｌ一５）个稽丘、石线尉阴电流同相，那么在一个极距内司以兵一相（例如Ａ相）绕组的总磁链为：矿：√动。（冬）ｚｌａ［６９（１一∥）（ｊ。硝＋矗磕）】＋√玩（等）：１ａ［６９（１一∥）（ｊ．以＋丘砧）】＋√劫。冬）：Ｉａ［ｑ（６ｆｌ一５）（Ｌ硝＋ｊ．心）】＋√动。肖，Ｌ，函（６ｆｌ一５）（ｊ。以＋厶以）】ｊ。：ｊ＾ｅ－＇ｔ｝：厶∞ｓ３０。一ｊｓｉｎ３０。）矗：ｉ＾ｅｊ！争：厶（ｃｏｓ３０。＋ｊｓｉｎ３０。）将上式（３·２５）署１１（３．２６）代入（３·２４），并且筏＝心、《＝≈，得（３．２４）在绕组为３０。相带的六相电机中，厶、上、丘之间的相位关系如图３．６所示，因此。（３．２５）（３．２６）缈：√动。肖：，。，厶毒叫＋【（２４压一１０）ｇ＋（１２～２４√鄄妒ｋ｝（３．２７）那么每相槽漏感为小２胁告‘拟＋【（２撕＿１０）＋（１２－２４两∥ｋ｝每相槽漏抗－（３．２８）Ｘｓ＝４珈。朋。．ｉ４ｂ、，ｒ。＋【（２４压一ｌｏ）＋（１２—２４西∥ｋ｝因此，对于六相左、右双边短距绕组的槽比漏磁导为（３．２９）以＝要ｋ＋【（１２抠一５）＋（６—１２√劲∥ｋ｝（３．３０）高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究‘＝ｉ月ｅＪ．‘“”、一Ｎ’砷＼∥｝一｝．一。１＼＼ｊ图３．６Ａ相电机各相电流之间的相位关系Ｆｉｇ３６Ｃｕｒｒｅｎｔｐｈａｓｅｏｆｔｈｅｓｉｘ－ｐｈａｓｅｍｏｔｏｒ。－００８０００７名０·００６童ｏ．００５ｉｏ００４００３ＡＩ／／，Ｊ一一”业求０律０．００２０．００１００５１０１５２０２３．５距槽１２距离（衄）图３．７槽漏磁通Ｆｉｇ３７Ｓｌｏｔｌｅａｋａｇｅｆｌｕｘ图３．８磁矢位与距槽口距离的变化关系Ｆｉｇ３８ＴｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｃｌｗｅｅｉｉＭａｇｎｅｔｉｃｐｏｔｅｎｔｉａｌａｎｄｔｈｅｄｉｓｔａＦｌｃｅ出二维有限元求解结果可以得到爿，和一，两点处的磁矢位，两者之差的绝对值便是每槽在单位长度上的漏磁通。如图３．８所不为磁矢位与距槽口距离变化关系，则每个槽中的槽漏磁链可以表示为：≯ｄ＝ｌＡｌ一Ａ２Ｉ其中，Ｌ为定子铁心长。Ｌ１（３．３１）沈冈Ｊ—ｌ：业大学硕士学位论文则每相绕组的总槽漏磁链为虬＝Ａｒｋｄｐ∑九因此就可以得到一个定子盘的每相槽漏抗（３．３２）Ｘｊ＝２巩＝ｚ矿老弓３．３谐波漏抗（３．３３）谐波漏抗是由气隙各次谐波磁场所感生的基频电势所对应的电抗。其表达式如下：以：丝盎兰掣∑。（３．３４）ｎｐ（２９＋＝生、∥，其中，∑Ｊ＝∑（等）（七＝±１，蛾．）由于六相电机有效的消除了谐波中的５、７、１７、１９等次谐波，其中ｙｓ比起６０。相带的三相电机大大减小。对于３０。相带的六相绕组、不同的叮及∥的∑ｓ通过计算如图３．９所示。ｎ．一０｛呈ｑ三一一０！宝一一一７０姒瞄薹｜吼ｏｏ．６０．７０．８ｏ．９ｑ－３一．ｑ４吐０一一，吼口图３·。９八相３０。相带谐波比漏磁导系数∑ｓＦｉｇ·３．９∑ｓｏｆｓｉｘ。ｐｈａｓｅ３０－ｄｅｇｒｅｅｐｈａｓｅｂｅｌｔ高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究３．４端部漏抗由于端部长度以及其产生的端部磁场都难以精确的计算，这就造成了对于端部漏抗的分析计算变的较为粗略。幽３．１０绕组线圈示意图Ｆｉｇ．３．１０ＡＣｏｉｌｏｆｗｉｎｄｉｎｇｉｎｄｉｓｃｍｏｔｏｒ如图３．１０所示为一个线圈和嵌入的两个槽沿径向的截面，在计算端部漏抗时需要进行两方面的假设：１）线圈的外径处端部和内径处端部分别是以ｆ。和ｆ。．为直径的半圆。２）每个槽中的所有的导线等效为一个直径为‘，电流为ｎｉ的导体‘捌。距离导体Ｘ半径处的磁场强度为：踯）＝等（３．３５）磁感应密度为曰（工）＝胁五Ｎｆｉ（３．３６）沈阿１１＝＿业人学硕士学位论文、÷一一ｒ蛙豁枝一三瞄．。ｊ—ｊ．～．—～、ｊｒ二：．√图３．１１部分端部导体示意图Ｆｉｇ．３．１１Ｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆａｐａｒｔｏｆｅｎｄｔｕｒｎ于是整个端郡的磁通矿＝ｆ”风瓦Ｎ，ｉ。。ｒ：ａ＂ｄｘ＝学ｔｎ审其中，由于等效导体的面积等于槽面积，即㈣ｓ，）ｎ霄ｒ２＝行ｒｊ所以等效半径‘＝√矗，ｒ为每个真实导体的半径一个端部线圈的电感为（３．３８）‰＝半＝学·嗉，每槽导体数为２ｍａｎ＠。。，Ⅳ，２１ｒ单层绕组每相槽对数为：‘３·４０’‰＝景（３．４１）双层绕组每相槽对数为：‰＝鲁的端部漏感应该乘以每相的槽对数，得到双层绕组一个定子的每相端部漏抗为：（３．４２）一对槽的端部漏感等于一对槽的外径处端部漏感和内径处漏感之和，为了得到一相高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究ｋ：￥‰ｃ‰－ｎ冒Ｔｏｏ岷－。印，２砌。ｆ—２ｍａ—Ｎ．２．ｍｕｌｖ『２＝＝一ＩＴ丁２ｎｆｐＱｌ…７。、“ｏｍａ２Ｎ２（‰Ｉｎ垂２ｒ，）＋ｆｃｉ争＝氟＋牵ｏ＝骢墙＋ｌｌＢｏ·ｄｓｓ｝ｓ。ｌｎＩ—ｌｌｌｎＩ一●十ＺＩｎ盘２ｒ，））（３．４３）‰＝—ｉ一（气ｅ＋。ｌｌｌｅ））‰＝—１２：ｔｆ／百－ｔｏａ２一Ｎ２（气旨ＴｏｏＩｎ＋Ｔｃ。ｌｎ喏））（３．４４）进行端部漏电抗有限元计算的三维场算模型如图３．１２所示，整个端部漏磁通为（３．４５）因此，单个定子每相绕组的端部漏抗为（３．４６）ｘｅＩＩｄ；２班“＝２，∥。Ｎｆｓ＿Ａ图３．１２端部漏抗计算模型Ｆｉｇ．３．１２Ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｏｆｅｎｄ－ｔｕｒｎｌｅａｋａｇｅｒｅａｃｔａｎｃｅ３．５漏磁系数计算永磁磁极产生的磁通分为两部分：一部分通过气隙与电枢绕组交链，称为主磁通；另一部分不与电枢绕组交链，称为漏磁通。总磁通与主磁通的比值称为漏磁系数ｏｒ。在沈阳上业人学硕＋学位论文永磁电机中，漏磁系数的准确与否直接影响电磁计算准确性。影响漏磁系数盯的因素很多，且漏磁场分布复杂，难以精确考虑。在工程计算中，漏磁系数一般根据永磁材料和磁极结构凭经验选取【２６１，给电磁计算带束了较大的人为误差。究其原因，主要是缺乏一套能有效确定漏磁系数的方法。在电机设计的时候，如果要得到精确的漏磁系数，就需要对其电机模型进行三维场电磁计算，需要消耗大量的时间和计算机资源。漏磁系数盯包括三个部分：１．极问漏磁仉。包括如图３．１３ａ永磁体和转子间漏磁和如图３．１３ｂ极间漏磁。２．端部漏磁盯，。３．如图３．１３ｃ齿顶漏磁盯，。如果电机为多极少齿结构，这种漏磁方式占整个漏磁中较大比例。。磐霉翼惑萋溪＋ｆ／＼＼一／声己二＝薹一一一ｆ；㈣㈠∥似Ｉ｛¨ＬＩＪ厍乏～～７卜√、彩篝？淤。漤。一’１蔷、ｅ）｛ｊ一。Ｉ、／…ｌｗ、。—二～≯ｆｆ槲㈦㈢ａ）ｈ）Ｆｉｇ．３．１３Ｔｈｒｅｅｔｙｐｅｓｌｅａｋａｇｅｆｌｕｘｅｓ图３．１４定转子部分尺寸Ｆｉｇ．３．１４Ｔｈｅｐａｒｔｓｉｚｅｏｆｓｔａｔｏｒａｎｄｒｏｔｏｒ高功率密度盘式永磁Ｉ乜动机的设计与研究参考文献可知，对于每个计算环的极间漏磁系数为【２６】叫Ⅵ·ｈ～．ｂ．Ｖ—Ｚａ［ｚ而ｈｍ·ｎｏ＋静４去岬＋剡＠ａ，，其中，体宽度。对于每个计算环的齿顶漏磁系数为口６ｌ／Ｊ，为永磁体相对回复磁导率，占为气隙长度，ｈ。为永磁体厚度，ｂｍ为磁ｃｒ３＝石ｂｉｎ丽（ｔｏ＋ｂｏ）其中，ｔ。为定子齿顶部宽度，ｂ。为定子槽口宽，ｂ，为永磁体之『白Ｊ的宽度。示，通过磁场计算，可得到场域中各点的磁矢位，则极问漏磁系数【ｎ。Ｏ＂Ｉ。（３．４８）通过有限元法可以得到漏磁系数较为准确的数值，极间漏磁的求解模型如图３．１５所铡（３．４９）其中，Ａｋ为求解区域中ｋ点的磁矢位，ｋ分别ｌ、２、３、４。４ｌ篱燃２３图３．１５极间漏磁系数计算模型Ｆｉｇ．３．１５Ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｏｆｌｅａｋａｇｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ对于齿顶漏磁的有限元计算可以通过以下方法获得，沈阳工业大学硕士学位论文、≯７弋、｜。，．，Ｉ一一釜叁拦尘卜√｜｜√ｊ１。ｆＩ一：ｊｌｈ—霄—■＿＿１ＴＩ＿———Ｔ＿—］，—一１２１２图３．１６不同位置下的齿顶漏磁系数计算模型Ｆｉｇ．３．１６Ｔｈｅｃａｌ删砒ｊＯｎｍｏｄｅｌｏｆｚｉｇｚａｇｌｔｕｄ【ａｇ，ｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔａｔｆｉｌｅｄｉｆｌ融＇ｅｎｔｐｏｓｉｔｉｏｎ如上图３．１６所不为转子在不ｆ司位置时的齿顶漏磁计算模型，可以通过计算每点的磁矢位而得到不同情况下的齿顶漏磁通丸。＝陋一４４卜‘（３．５０）由于在不同位置时的齿顶漏磁大小不同，可以通过计算在一个周期下Ｎ个位置的齿顶漏磁通如图３．１７，因此齿顶漏磁通的平均值为‰＝二＝ｌ＿∑成。‘３周）所以，齿顶漏磁系数为吒＝冼㈣ｓｚ，０．０∞圈０－００６搔０．ｏ∞孵ｏ．ｏ∞髫。Ｏ．Ｏ。Ｃ口１２３４５６７８９ｌＯ位置图３，１７一个周期的齿顶漏磁通曲线Ｆｉｇ．３．１７ＺｉｇｚａｇｌｅａｋａｇｅｆｌｕｘＣＵｌＮＣｉｎ㈣ｃｙｃｌｅ３３——高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究这种漏磁在多极少齿的情况下非常显著，如果计算时忽略，就会使得计算误差增大，给设计带来困难。当电机极问宽度大于一个齿距的情况下，齿顶漏磁就很小，甚至不存在。所以设计时应该根据电机的结构进行漏磁系数的计算。在计算得到极间漏磁，端部漏磁，齿顶漏磁后，盘式永磁电机的空载漏磁系数为其中，ｋ为经验修正系数。Ｏ＂ｏ＝七如’＋０＂２＋０＂３—２）（３．５３）沈阳’Ｉｊ业人学硕士学位论文４六相盘式永磁电机的设计电机设计是一项艰巨而又复杂的工作，涉及到多方面知识，如机械、力学、电磁学、电路、声学等，一个电机的设计一般都要经过不断反复修正计算才能得到比较合理的方案。永磁电动机设计的任务是，根据给定的额定值和基本技术性能要求，足节省材料、选用合适的材料，确定电动机各部分的尺寸，并计算其性能，以满制造方便、性能优良等基本要求，获得较大的经济效益【２７１。双Ｙ盘式永磁电动机的设计与普通径向永磁交流电动机的设计步骤和思路基本相同，本章主要讨论盘式永磁电动机的电磁设计并在此基础上完成双Ｙ盘式永磁电机的设计程序，同时也介绍了盘式永磁电机部分机械计算。４．１盘式永磁电机的等效磁路模型盘式永磁电机的定子槽的尺寸和轭的厚度沿径向都不变，而定子齿距ｔ，齿宽统及极距ｆ都是随半径ｒ而变化，于是，其气隙磁密、齿磁密及轭磁密都是ｒ的函数，沿径向为非均匀分布，这是盘式电机磁路的主要特点【２９】。气隙磁密风（ｒ）的分布，．寸于盘式永磁电机，定转子铁心的齿距ｔ（ｒ）是ｒ的函数，气隙（卡氏）系数的系数公式：础卜南２赫糍半闭口槽，碣＝４．４，∞＝ｏ．７５。（４．１）其中，ｂｏ为定子槽开口的宽度；口。、口：为系数，对于开口槽，ｑ＝５，ａ２＝１．０：对于岛（，）铂南‘４．２）高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究可见，由于Ｋ。（ｒ）不是常数，风（ｒ）是ｒ的函数，即使在不饱和情况下，坟ｐ）沿径向也不是均匀的分布，而是随着ｒ的增大而增大。那么在半径ｒ处，定子齿的磁密可表示为聃）＝等（４．３）ｆＩ（ｒ）其中，ｂｌ为定子槽宽。那么在半径，处，定子轭部磁密可表示为啪）＝鼍掣其中，ｑ为每极每相槽数，ｈｊ．为轭部高度。有以下几点不同：（１）盘式电机的极距随半径的增加而成比例地增加，靠近内圆的极距小。“ａ）在盘式电机与普通电机的设计中，受定子开槽影响，其差别就在于磁路计算，主要但）随着半径的增加，盘式电机齿距增大，气隙系数减小。其等效气隙长度是变化的，随半径增加沿径向从大到小。（３）磁路的饱和程度和饱和部位不一样，在内圆附近是齿饱和，而在外圆附近是轭饱和。４．１．２盘式永磁电机的分环法磁路计算为了能够快速的计算和分析，盘式永磁电机一般以在平均半径处的电机尺寸而建立二维电机模型，然后编写程序进行计算，这种方法得到的结果通常不能达到足够精度要求。如果考虑了盘式永磁电机的三维电机结构进行三维场有限元计算，那将会占用大量的时间和计算机内存，尤其是在电机初步设计的时候。针对上节所述的磁路特点，在进行磁路计算时，将盘式电机沿径向分成若干段（如图４．１所示），把每一分段沿径向气隙磁密看成是不变的，而把整个盘式电机看成是若干段磁路在同一磁势作用下并联的结果（如图４．２所示）。分段越多，计算结果也越精确，但计算工作量将随之增加。通过沈Ｒ｜＿ｒ业人学硕十学位论文对每个圆环按照平均半径法进行计算从而最后得到了电机的整个性能。这种计算方法叫做准三维计算法，也叫做分环法。由４憋图４．１盘式电机分环示意图Ｆｉｇ．４．１ＲｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆｄｉｖｉｎｇｒｉｎｇＦＲ皿４图４．２盘式电机分环后的等效并联磁路Ｆｉｇ．４．２Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｍａｇｎｅｔｉｃｃｉｒｃｕｉｔａｆｔｅｒｄｉｖｅｄｒｉｎｇ在永磁体宽度比极距的值是个常值时，采用平均半径法精度比较高。如果永磁体不是扇形，也就是说永磁体宽度比极距的值不再是一个常数而是沿半径方向上一个函数的情况下，空载气隙磁密波形沿半径方向的变化就会导致其空载反电势的基波值发生相应的变化。在设计绕组的时候，为了得到要求的反电势这种变化应该充分的考虑进去。在计算铁耗的时候，如果用平均半径法就可能会产生很大的偏差，事实上在通常情况下，在定子齿磁密沿半径方向由内向外逐渐减小，在内径处磁密达到最大值，而在外径处磁密达到最小值。而由于定子内径处磁通小外径处磁通大导致定子轭部磁密的分布与齿部磁密分布相反。然而，盘式永磁电机磁场分布情况主要取决于永磁体的形状。因为铁耗随磁密的变化称非线性变化，所以，在电机内外径磁密分布相差很大的情况下应采用分环法以减小计算误差。高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究４．１．３计算环的等效磁路模型按照上节所讲述的方法，将沿电机的径向方向，将其分为若干个圆环，并将其展开，即可得到一个二维的模型。然后在进行电机各部分磁密等计算时，需要将实际存在的不均匀的磁场转化成等效的多段磁路，并近似认为在每段磁路中磁通沿截面和长度均匀分布，将磁场的计算转化为磁路的计算，在进行一定修正后，可以满足工程实际的需要。对于六相盘式永磁电机的结构，在每极每相槽数等于一时的磁阻模型如下图４．３。图４．３盘式永磁同步电动机的等效磁网络模型Ｆｉｇ．４．３Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｍａｇｎｅｔｉｃｃｉｒｃｕｉｔｏｆｓｉｘ－ｐｈａｓｅＤＰＭＳＭ４．２盘式永磁同步电动机电磁计算程序的编制基于上述分析，本文利用ＦＯＲＴＲＡＮ语言编制了盘式永磁同步电动机的电磁计算程序。首先计算空载磁场，迭代出永磁体的工作点：其次，对电机的电枢反应电抗、槽漏抗、谐波漏抗、端部漏抗等的计算；接着是其负载场的计算，按照设计者的要求将盘式电机的定子盘分为等宽的Ｎ个圆坏，对于每个圆环按照平均半径法对每个计算环进行磁路计算，通过循环计算求得每个环上的定子磁密、轭部磁密等，从而得到每个计算环的铁耗，然后将所有的环上的计算结果进行叠加得到整个电机的铁耗，最终得到盘式永磁同步电动机的工作特性以及永磁体的最大去磁工作点。沈Ｉ≈１：１业人学硕士学位论文图４．４盘式永磁电动机设计的土程序流程图Ｆｉｇ．４．４ＭａｉｎｐｒｏｃｅｄｕｒｅｆｌｏｗｏｆＤＰＭＳＭ３９—高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究图４．５空载永磁体Ｊ：作点计算子程序程序流程图Ｆｉｇ．４．５Ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｎｏ－ｌｏａｄｗｏｒｋｐｏｉｎｔｏｆＰＭ输入计算环的个数Ｎ上计算每个环的磁路尺寸‘对计算环进行磁路讣算０计算每个环的铁耗‘Ｘ寸Ｎ个计算环铁耗求和图４．６分环计算铁耗子程序流科幽Ｆｉｇ．４．６Ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｃｏｒｅｌｏｓｓｅｓ４０—沈ＲⅡ业人学硕十学位论文４．３盘式永磁电机主要尺寸的确定由文献可知，得到盘式永磁直流电动机的电磁功率为‘１１：％＝彤２惫呶一”（碓一瑶）（Ｄ啪＋巩）向电动机相似的主要尺寸计算公式：（４·５）将（４．５）改写，并考虑到长度的单位用ｃｍ，Ａ的单位用Ａ／ｃｍ，可以得到与普通径堡坐：鱼：Ｑ：，．舯Ｂ０４。那么盘式永磁电动机单位体积的功率（Ｗ／ｅｒａ３）（４．６）生＝丢南＝一７１＂Ｖ，ｚｊＤ。￡ｃｆｘｈ１２０呶厶（告）×－ｏ一４…’Ｌ￡矗／ｃａ．，，其中，Ｄ。为电枢的平均直径（ｃｍ）Ｄ。＝（Ｄ啪＋巩）／２；长度（ｃｍ）Ｌａ＝（Ｄ。一Ｄｔ。）／２；ｖｈ为电机的轴向长度（锄）。ｋ为电枢导体的有效可见，盘式永磁电动机的功率密度与电枢的平均直径成正比而与总的轴向长度成反比，这与普通的径向电机是有区别的。另外，两者的区别还表现在影响盘式电机容量的电机主要尺寸是盘式电机的内外径，而普通径向电机的主要尺寸是电枢直径和铁心长度。考虑电动机最小直径处电负荷，可以得到盘式电机的计算转矩为ｒ７＝为了方便理解，将％定义为，ｋ。：生：１，其中，，为直径比，即外径与内径之，．叫，比。下图４．７是在电负荷一定，磁负荷一定，外径尺寸一定的情况下，电磁转矩随直径比ｋ。的变化曲线。－－－－－－－—＿—－—－—－－－—－—－———一３０Ｄ。，巩０瑾；ＫＮ。Ｋｄｐ爿一鼠石×６．１石×６．１４１——３０ａ；ＫＮ。Ｋｄｏ爿一乓珑Ｇ。一碚）（４．８）高功率密度｛；；【式永磁电动机的设计与研究ｌ２１Ｏ８ｊ≥０６Ｏ４０２Ｏ００．１０．２０．３０．４０．５０．６０．７０．８０．９１％图４．７柱式电机电磁转矩与直径比≈Ｄ的函数关系图Ｆｉｇ．４．７Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｏｆｔｏｒｑｕｅａｎｄ七ＤｏｆＤＰＭＳＭ从图４．７中可以清楚地看当ｋ卸．５８，即，＝√３的时候，电磁转矩取得最大值。然而在实际设计中，将直径比设计在０．６以下是很困难的，尤其是在采用叠绕组的小电机中，还需要考虑以下几个问题，首先一个问题定子铁心和轴之间利用空间有限尤其对于小电机来说，在内径处安排绕组端部变的非常的困难。第二个就是齿宽问题。如果采用过小的直径比ｋ，可能导致定子内径处齿宽很小而外径处齿宽较大，内径齿宽太小不但可能会导致其机械刚度不够同时也会导致内径处齿部磁密过度饱和，从而影响电机的整个性能。第三个问题是随着直径比．ｉ｝。减小，会导致漏磁增加，减小了永磁体的利用率。所以在设计的时候还需要综合考虑，在实际设计时，直径比的选择还应综合考虑用铜量、效率、漏磁等因数。如要产生一定电动势，ｙ值越大所需的匝数就越小，从而减少端部用铜量。然而，内径过小时会增加导线安放的困难，同时，，增大还会引起漏磁增加。一般地，盘式永磁电动机的直径比，，在之间１．５￣２．２之间，对于小电动机取１．５～１．７３，对于大中型电动机取１．７￣２．２川。在己知七。、４一、Ｔ’等的条件下根据式４．８就可以计算得到盘式永磁电机的外径Ｄ。和内径Ｄ。。沈刚：Ｅ业大学硕士学位论文４．４极槽配合为了尽量减少盘式永磁电动机的体积，提高其单位体积内的转矩密度。在铁耗允许的范围内，转子可选择多极的结构，使得每极磁通量减小，可以有效地减小定子轭部的体积。盘式永磁电机定子的开槽受到其内径尺寸的限制，齿数过多就会导致内径处齿宽过小，其后果是定子冲卷难以加工，精度难以保证；不能有足够的刚度固定和支撑线圈绕组；有可能会使得定子内径处齿都过度饱和，影响电机性能。结合上述原因，高功率密度的盘式永磁电机一般应为多极少齿的结构。为了能够对称的排列双Ｙ结构的六相电机绕组，样机选择了２２极２４槽。由于电机为２２极２４槽，槽按圆周均匀分布，故每槽电角度为１６５０。那么槽２导体电动势相量在比槽１导体电动势相量滞后１６５０，槽３导体电动势相量在比槽２导体电动势相量滞后１６５０，依次类推，可以给出２４个槽的槽电动势星形图，如图４．８所示图。由图可知该电机是一个单元电机。可见沿圆周相隔３０ｏ电角度依次排列的十二个相带的电压相量也在时间相位上相差３０ｏ。因此，这种六相双Ｙ相移３０ｏ绕组和对称的十二相绕组完全一样。它只是将每相同一磁轴上的绕组串联而己。如图４．９所示为六相电动势的相量图。因此，从电机内部看是对称的十二相系统，而从电机外部看则是双Ｙ相移３０ｏ的不对称的六相系统。图４．１０是该电机的绕组连接展开图。Ｃ巡．诊砀ｉ弦Ｖ，２４Ｃ图４．８槽电动势星形图Ｆｉｇ．４．８Ｓｔａｒｍａｐｏｆｓｌｏｔｓｅｍｆ图４．９相电势的相量图Ｆｉｇ．４．９Ｄｉａｇｒａｍｏｆｐｈａｓｅｅｍｆ高功率密度！｛｛：ｃ式永磁电动机的设计与研究舭曩ＨＰ杪，｜＿｜ｉ姒ｊ｛从删｛√ⅥＡｊ。Ｗ上『。一ｊｌ¨＃牟…｛＝。≥１ｔ矗ａＩＨＩ一—＿１：。｜¨ｂ６”｜｜～Ａ¨¨一＆一卜ＣｃＣ—ｃＢ—Ｂ—ｂ图４．１０２２极２４槽绕组展开图Ｆｉｇ．４．１０Ｗｉｎｄｉｎｇｐｌａｎｏｆ２２ｐｏｌｅｓ２４ｓｌｏｔｓ采用这种分数槽的绕组结构有以下几点优点ｐｏｌ【３１１：（１）对于多极的正弦波交流永磁电动机，可采用较少的定子槽数，有利于提高槽满率及电机性能。同时，较少的元件数可以简化嵌线工艺和接线，有助于降低成本。（２）增加绕组的分布系数，使反电势波形的正弦性得到改善。（３）可能得到线圈节距等于１的集中式绕组设计，线圈绕在＿个齿上，缩短了线圈周长和端部伸出长度，减少了用铜量；线圈的端部没有重叠，可不放置相间绝缘。（４）有可能使用专用绕线机，直接将线圈绕在齿上，取代传统嵌线工艺，提高工效。（５）提高电机性能，提高槽满率，缩短线圈周长和端部伸出长度，电机绕组电阻减小，铜损降低，进而提高电机效率和降低温升。（６）降低齿槽转矩，有利于减小振动和噪声。４．５永磁体的设计４．５．１轴向方向的永磁体形状对磁场分布的影响影响盘式永磁电机磁场分布的一个重要的因素就是永磁体的形状，按照其沿径向的变化趋势大体将永磁体可以分为以下三种情况：沈阳一Ｊ：业人学硕十学位论文＝（一）（二）（４．９）＜．监“一丝．“纽一气外处的极距弧长。＞一丝钆．‰一．亿一丝．％（三）其中，‰、６＿。分别为每极永磁体在内、外径处的弧长宽度，五，、亏。分别为内、第一种为扇形如图４．１１ａ所示，第二种如图４．１ｌｂ所示，第三种如图４．１ｌｃ所示。这三种形状永磁体的盘式永磁电机的齿磁密，轭磁密分布如图所示：一霭‘冒Ｄ一纽．ｈ＝一‰百ｂ，孕＜孕ｑｊ『ｌ。图４．１１三种典型的永磁体形状Ｆｉｇ．４．１１ＴｈｒｅｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｙＯｉｃａｌＰＭｓｈａｐｅ。，肇＞绝■。ｆｌ。高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究第一种永磁体形状的磁密分布第二种永磁体形状的磁密分布第三种永磁体形状的磁密分布Ｉ！｝Ｉ４．１２二种永磁体形状的定子磁密分布Ｆｉｇ．４．１２ＳｔａｔｏｒｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｒｅｅｔｙｐｅｓＰＭ由于不同形状的永磁体所产生的磁通量沿径向变化不同，加之漏磁系数沿径向的变化也不一样，导致转子为不同形状永磁体时，电机机内磁密分布有所差异。也就给盘式永磁电机的磁路计算带来一定的难度。从图４．１２可以看出，在永磁体为第一种情况时，电机齿部磁密变化不大，避免了电机出现局部饱和，同时也提高磁路计算的准确性：而第二种虽然在定子内径处也没有发生饱和，但是每极磁通量较小，从而减小了电机的功率密度；第三种形状虽然工艺上更好实现，但是内径处更容易饱和。所以选择第一种永磁体为扇形的结构较为合适。沈阳工业大学硕士学位论文４．５．２径向方向的永磁体形状对磁场分布的影响将永磁体产生的空问磁势设计接近正弦是削弱电机的转矩波动的重要方法之一。一般的方法是将永磁体做成圆弧形结构如图４．１３，以使空气隙由ｄ连续增大到屯。为了简化加工工艺，本文采用了图４．１４所示永磁体的削角形状。通过电磁场计算不同的口和而，来获得适合的永磁体形状。，……ｌ一譬Ｒｏ一＿”土≤一，曩～ｌｉ；。《４，≥ｉ。一、。。曩＿ｊ≯“。１：ｉ１１≮ｏ。幽ｉｊ。。ｊｄ＿｜Ｉ、．ｉ图４．１３圆弧形结构Ｆｉｇ．４．１３Ａｍ－ｓｈａｐｅｄｓｔｒｕｃｔｕｒｅ图４．１４削角结构Ｆｉｇ．４．１４Ｃｏｍｅｒ－ｃｕｔｔｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅ当永磁厚度ｈ。＝６ｍｍ，宽度ｂｍ＝２４ｍｍ时。通过计算不同口和｜｝ｌ大小的磁场分布，并对其气隙磁密波形进行谐波分析，结果如表４．１所示。表屯１优化口和ｈ的波形畸变率Ｔａｂｌ４．１Ｗａｖｅｆｏｒｍｄｉ￥ｌｌ枷ｏｌｌｏｆｄｉｆｆｅｒｍａ口ａｎｄｈ从上表所反映的数据来看，当口为４５。ｈ为２ｍｍ情况下，波形畸变率最低。使得空载气隙磁密波形更接近正弦，转矩波动得到有效的抑制，同时也会使反电势波形接近正弦。４．５．３永磁体厚度的确定永磁体磁化方向长度ｋ与气隙大小Ｊ有关，由于永磁体是电机的磁动势源，因此永磁体磁化方向长度‰的选取首先应从电机的磁动势平衡关系出发，预估一初值，再根高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究据具体的电磁性能计算进行调整；ｋ的大小决定了电机的抗去磁能力，因此还要根据电枢反应去磁情况的校核计算来最终确定ｋ选择得是否合适。从磁动势平衡关系出发，对于径向式磁极结构，永磁体磁化方向长度的ｋ初选值可由下式给出［３２１：ｋ＝箭黔万其中，６ｍ。为预估永磁体空载工作点；以为永磁材料相对回复磁导率。他㈣置。为外磁路饱和系数；蚝为气隙系数；占为气隙长度；Ｏ＂ｏ为空载漏磁系数；在ｋ的具体选择中应注意的选择原则是：在保证电机不产生不可逆退磁的前提下ｋ应尽可能小。因为‰过大将造成永磁材料的浪费，增加电机成本。４．６空载反电动势空载反电动势瓯是永磁同步电动机一个非常重要的参数。Ｅｏ（Ｖ）由电动机中永磁体产生的空载气隙基波磁通在电枢绕组中感应产生，其值为Ｅｏ＝４．４４／譬∞＾能ｏ（４．１１）瓯的大小不仅决定电动机是运行于增磁状态还是去磁状态，而且对电动机的动，稳态性能均有很大的影响。合理的设计毛，可降低定子电流，提高电动机效率，降低电动机的温升。如图４．１５和图４．１６分别为通过电磁场计算得到的样机的空载反电动势波形以及反电动势的谐波分析结果。４８沈阿ＩＴ业人学硕士学位论文２５２ｌ５ＩＯ５Ｏ２３４５６７８９谐波次数图４．１５空载反电动势波形ＦｉｇＡ．１５Ｎｏ－ｌｏａｄｂａｃｋ－ＥＭＦｗａｖｅｆｏｒｍｓ图４．１６反电动势谐波含量Ｆｉｇ．４．１６Ｈａｒｍｏｎｉｃｃｏｎｔｅｎｔｏｆｂａｃｋ－ＥＭＦ４．７定子槽口宽度的确定对于多极少齿的永磁电机，电机的槽口宽度影响很多参数，比如空载反电势、齿槽转矩、空载漏磁系数的大小等。电机的槽口越宽，空载反电动势波形谐波含量减少，纹波转矩减小，但是齿槽转矩也随之增大也变大。因此，电机槽口宽度的确定很关键。表４．２不同槽口宽度对齿槽转矩和反屯动势波形畸变率影响Ｔａｂ．４．２Ｃｏｇｇｉｎｇｔｏｒｑｕｅａｎｄｂａｃｋ－ＥＭＦｗａｖｅｆｏｒｍｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｌｏｔｏｐｅｎｉｎｇｗｉｄｔｈ高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究本文作者通过针对不同宽度槽口的电机模型进行了计算，得到了不同情况下的齿槽转矩，空载反电动势波形如表４．２所示。从上表４．２中可以看出，可以通过改变槽的宽度而改变电机齿槽转矩和反电动势波形，当槽口增大时，齿槽转矩增大，而反电动势波形畸变率减小，尤其是相反电动势的变化更为显著。而由于相反电动势中含有大量的３次谐波，使得在相反电动势波形的谐波畸变率大大降低。４．８空载气隙磁密盘式永磁电动机的磁场实际分布比较复杂，为了精确计算磁场分布，需要通过电磁场有限元的三维场分析软件对整个电机的气隙磁密分布进行精确计算。如图４．１７为样机的一个极下的空载气隙磁密分布。ＯｎｅＰｏｌｅ［Ｏｅｇ］ＲａｄｉｕｓＩｍｍ］图４．１７一个极的空载气隙磁密分布Ｆｉｇ．４．１７Ｎｏ—ｌｏａｄｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅａｉｒ－ｇａｐ磁场计算结果表明：１）气隙磁密的分布与半径ｒ有关，在某一半径处气隙磁密的分布基本为平顶波，在平均半径附近气隙磁密幅值最大，而在靠近内外处，由于受边缘效应的影响，气隙磁密的幅值下降，如图１．１８所示。沈阳下业人学硕士学位论文１．２１．２１１０．８卜０．８ｊ∞０．６ｏ．４０．２ｊ０．６∞０．４０．２０００３０６０９０１２０１５０１８０７．２８．２９．２１０．２ｒ／ｏｎ１１．２１２．２电角度（。）ａ）不同半径处沿圆周分布ｂ）气隙磁密幅值随半径变化圈４．１８气隙磁密分布曲线Ｆｉｇ．４．１８Ａｉｒ－ｇａｐｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｃｕｒｖ＠２）如果用平均半径处气隙磁密来代替实际的气隙磁密，需要引入气隙磁密分布系数Ｋ，以保证每极磁通量不变。通过计算本样机的气隙磁密分布系数为０．７５。３）由文献可知，计算极弧系数ａ．受永磁体磁化方向长度与气隙长度之比的影响不大，主要决定于极距与气隙长度之比ｒ／８。当ｒ／８较小时，计算极弧系数小于极弧系数；当ｒ／ｒＹ增大，计算极弧逐渐增大，直至等于极弧系数【“。４．９损耗计算电机的损耗一般包括基本铁耗，铜耗，机械损耗以及杂散损耗等。盘式永磁电机的损耗计算和普通径向电机主要区别在铁耗计算和机械损耗计算这两部分。铁耗计算可以根据４．１节所述，对每个计算环进行磁路计算，得到每部分的磁密值，从而得到每部分相应的铁耗，最后就可求得整个电机的铁耗【３３１。盘式永磁电机机械损耗主要包括两部分：风摩耗，轴承损耗。风摩耗是在转子转动和其接触的空气进行摩擦时产生的，由文献可知，对于封闭式盘式永磁电机如图４．１９的摩擦转矩表达式为１２０１：高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究丁＝丢ｃ，风黝２幢一《）其中，Ｃｆ为摩擦系数，（４·１２）‰为空气密度通过上式４．１２可知，风摩耗的大小与机内空气密度，转速以及内外径等都有关系。另外，由文献可知，在如图４．２０的四个区域的摩擦系数Ｃ，的表达式如式所示【２０１，为计算风摩耗提供了依据。区域Ｉ区域ＩＩ区域ＩⅡ（ｇ／ｒｏ）ＲＥ，３．７（／ｇ／，。）。１Ｃｆ＝兄酽５０．０８（４．１３）（ｇ／ｔｏ）０１６７尼秽２５Ｏ．０１０２（ｇ／ｒｏ）０１区域ⅣＲ酽２圈４．１９封闭的转子盘体示意图Ｆｉｇ．４．１９Ｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆｓｅａｌｒｏｔｏｒｐｌａｔｅ图４．２０摩擦系数Ｃ，所在的四个区域Ｆ唔４．２０ＴｈｅｆｒｉｃｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔＣｒｉｎｆｏｕｒｒｅｇｉｏｎｓ轴承损耗的大小取决于轴承的轴向和径向的负载的多少。对于双边定子夹转子结构的盘式电机，如果安装的精度很高，中间的转予所受的轴向力为零，那么此时也没有轴向负载。相反，如果不能保证足够的安装精度，由于受轴向力的影响，轴承损耗就会相应的增大。径向负载主要由转子和轴的重量决定。轴承损耗的计算公式为【３４１Ｒ：３—ｋｂＧ—ｒｆ２（４．１４）沈阳工业大学硕士学位论文其中，七ｂ的取值范围为１￣３，Ｇｆ为转子的重量，Ｑ为转子的旋转角速度４．１０盘式永磁电机的机械计算电机关键的机械强度和结构刚度的分析和计算是结构设计的一个组成部分，是为了保证电机能安全运行，和结构设计具有先进性、可靠性和经济性的重要手段。本章主要介绍了在盘式永磁电机的结构设计中，对转子盘体进行强度、刚度计算；机座的强度、刚度计算；端盖的强度、刚度计算；定、转子电机固有频率的计算。通过对这些关键零部件的机械性能核算，提出了较为合理的结构尺寸，使应力相对较集中的关键部位适当加厚，一般部位适当减薄，从而使设计更为合理１３５１。４．１０．１转子盘体的强度、刚度计算对于双边定子单转子结构的盘式永磁电机，如果安装工艺足够精确可以保证转子在两个定子的正中间的情况下，那么转予盘体所受的合成磁拉力为零。然而，事实上，由于安装工艺的原因会使的转子不能完全在两个定子正中间，这时，盘体所受的合成磁拉力方向就指向距转子较近的定子，大小也不为零；另外在安装电机时，当安装了一个定子和转子，还没有安装上另外一个转子的情况下，电机的转子会受到很大的单边磁拉力；在静态情况下，转子盘体所承受的载荷以后一种情况为主。如图４．２１表示转子盘体因永磁体与定子间的磁拉力作用而产生的变形。叮ｍｒ‰形纺形磁纺形纺纺勿纺黝ｆ编扁＿‰叫，＂－＇Ｉ－‰胍※纺磁移么纺纺么移磁黝ｙ耐图４．２ｌ转予盘体受力模型图Ｆｉｇ．４．２１Ｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｐｌａｔｅｆｏｒｃｅｄ高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究根据５ｋＷ盘式永磁电机尺寸建立有限元分析模型，模型剖份如图４．２２所示，经过加载，设置边界条件，计算得到了如图４．２３的转子变形模型图。图４．２２转子网格削分模型Ｆｉｇ．４．２２图４．２３转子变形示意图Ｆｉｇ．４．２３ＲｏｔｏｒｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｏｄｅｌＭｅｓｈｊｎｇｒｏｔｏｒｍｏｄｅｌ通过对不同厚度的转子盘体厚度进行有限元计算，得到转予的厚度和挠度的变化曲线如下图４．２４所示。参考有关文献，为了保证电机能安全可靠地运行，转子的挠度不应超过气隙的１００，４［２５１。从图４．２４的曲线可以看出，在转子厚度噍＝１０ｍｍ时，转子的挠度为０．１３６ｍｍ，从而满足设计要求。转子挠度变化曲线１．２ｌ童ｏ－８谴ｏ．６嚣０．４０．２０５６７８９ｌＯｌｌ１２１３１４１５转子厚度（岫图４．２４转子挠度随厚度的变化曲线Ｆｉｇ．４．２４Ｃｍ＇ｖｅｏｆｄｅｆｌｅｃｆｏｎｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒ沈冈｜一ｒ：业大学硕士学位论文４．１０．２定子固有频率计算为了降低电机的振动和噪声，除减小电磁激振力的幅值外，还要不使定子和转子的固有频率和电磁激振力的频率相等或接近，否则很小的电磁激振力也会因共振而产生较大的振动和噪声。因此，在电机设计阶段，就需要计算、核算电机定、转子的固有振动特性。以５ｋＷ２２极２４槽盘式永磁同步电动机样机为例，定子模型和计算部分剖分如图４．２５和图４．２６所示。图４．２５定子模弛Ｆｉｇ．４．２５Ｓｔａｔｏｒｍｏｄｅｌ幽４．２６定子剖分模型Ｆｉｇ．４．２６Ｍｅｓｈｉｎｇｓｔａｔｏｒｍｏｄｅｌ高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究图４．２７定子前四阶的模态振型Ｆｉ９４．２７Ｆｉｒｓｔ４ｍｏｄａｌｓｈａｐｅｓｏｆｓｔａｔｏｒ表４．３样机的定子前５阶模态频率Ｔａｂ．４．３Ｆｉｒｓｔ５ｍｏｄａｌｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓｏｆＤＰＭＳＭｓｔａｔｏｒ通过有限元计算，如图４．２７为定子的｜ｊｉ『４阶振动模态。由文献可知，电机电磁激振力频率分别为【４２１１６５Ｈｚ，１８０Ｈｚ，３３０Ｈｚ，３６０Ｈｚ，３３０Ｈｚ，４８５Ｈｚ…～等，当电磁激振力频率的第３３阶为５４４５Ｈｚ／ｊ‘与定予的固有频率５５１０．３Ｈｚ、５５１３．７Ｈｚ接近，而此时的电磁激振力幅值很小，所以此时不会发生较大共振，而当噪声频率大于６０００Ｈｚ影响已经很小，因此，可以看出当电机运行在额定的工作频率下，不会发生因共振而产生较大的振动和噪声。沈阳１：业大学硕士学位论文４．１１本章小结本章主要论述盘式永磁电机的主要设计参数以及设计方法，有以下几点内容：ｌ、由于盘式永磁电机的结构和径向电机存在差异，因此两者的磁场分布有较大的不同。在建立磁路等效模型的基础上，针对盘式永磁电机的磁场分布特点进行了研究，并根据这些特点编写了盘式永磁电机的电磁计算程序。２、提出了针对六相电机的２２极２４槽结构，使得电机的主要尺寸减小，电机定子冲槽、电枢下线等工艺要求降低。降低空载气隙磁密波形畸变率，采用不均匀气隙是一有效办法。通过有限元和谐波分析对永磁体的形状进行优化，可获得正弦气隙磁密波形，进而降低的转矩波动。３、对槽口宽度变化对反电势波形和齿槽转矩的影响进行了定量的计算。同时也对气隙磁密、空载反电势、损耗等的分析研究，为盘式永磁电机的设计提供了重要参考数据。４、通过对不同厚度的转子盘体进行刚度计算，可得到合适的转子厚度。同时，也对电机的定子进行了固有频率的计算，避免了共振现象的发生。高功率密度盘式永磁电动机的设计与研究５结论盘式永磁电机因其较高的转矩密度和良好的动态响应特性，今年来在各种驱动、伺服和控制领域得到了迅速的推广和应用。目前，国外盘式永磁电动机已经得到了广泛的发展并取得了较多的研究成果，而国内关于这方面的研究和设计还处于起步阶段，还没有总结出足够的经验，与国外的还有较大的差距。本文以盘式永磁同步电动机为研究对象，通过对５ｋＷ盘式永磁电动机的设计、分析和实验。归纳起来，得到以下几点结论：１、推导了六相盘式永磁同步电动机的电枢反应的电抗、槽漏抗等的计算公式，同时也给出了这些参数相应的有限元计算方法，两种计算结果基本一致。并且在对漏磁系数进行研究的基础上，得到了多极少齿结构电机的漏磁系数的计算方法。２、采用了２２极２４槽结构，使得电机的主要尺寸减小，电机定子冲槽、电枢下线等工艺简单。利用有限元法和傅立叶分析求解对多种永磁体的形状进行计算比较，通过分析结果可知，对于本样机当削角为４５度削角厚度为２ｍｍ时，气隙磁密波形畸变率最小，可使得永磁电机畸变率减小，进而降低转矩波动。３、定量分析了不同定子槽口宽度对空载反电动势波形和齿槽转矩的影响规律，发现定予槽ＶＩ宽度增大可以使相反电动势波形畸变率很快减小，而线反电动势波形畸变率减小量不大。对盘式永磁电机不同厚度转子盘体进行刚度计算，经过分析比较可知样机的转子盘体厚度设计在１０ｍｍ厚较为合适。并且也对样机的定子进行了固有频率的计算，结果表明按照现有的设计尺寸不会发生较大的共振，从而保证了电机的可靠运行。４、通过对盘式永磁电机的磁场分布特点的研究，编写了分环法盘式永磁电机电磁设计程序。通过对样机设计值与实验值比较，不断对盘式永磁电动机的电磁程序进行完善和修正，目前已经形成了一个比较实用可靠的ＣＡＤ软件。５、在上述研究的基础上，本文设计制造了一台５ｋＷ的双定子单转子结构的盘式永磁同步电动机样机并做了详细的实验，实验结果与理论分析基本一致。验证了本文工作正确有效。沈阳工业入学硕十学位论文参考文献Ｅ１］唐任远等．现代永磁电机理论与设计．北京：机械ｊｆ：业出版社，１９９７．ａｎｄ［２］Ｆ．Ｐｒｏｆｕｍａ，ｚ．ＺｈａｎｇＡ．Ｔｅｎｃｏｎｉ．ＡｘｉａｌｏｎＦｌｕｘＭａｃｈｉｎｅＤｒｉｖｅ：ＮｅｗＶｉａｂｌｅＳｏｌｕｔｉｏｎｆｏｒＥｌｅｃｔｒｉｃＣａｒｓ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｐｐ．３９—４５．ＩｎｄｕｓｔｒｉａｌＥｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ，Ｖ０１．，Ｎｏ．，Ｆｅｂｒｕａｒｙｌ９９７１４４，［３］Ｃ．Ｃ．Ｊｅｎｓｅｎ，Ｆ．ＰｒｏｆｕｍｏａｎｄＴ．Ａ．Ｌｉｐｏ．ＡＬｏｗＬｏｓｓＰｅｒｍａｎｅｎｔＭａｇｎｅｔＢｒｕｓｈｌｅｓｓＤｃＭｏｔｏｒｏｎＵｔｉｌｉｚｉｎｇＴａｐｅＷｏｕｎｄＡｍｏｒｐｈｏｕｓＩｒｏｎ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＩｎｄｕｓｔｒｙＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，Ｖ０１．２８，Ｎｏ．３，Ｍａｙ／Ｊｕｎｅ［４］Ｏｉｓｈａｎ１９９２，ＰＰ．６４６—６５１．ａｎｄＨ．Ｓｂｕｈｏｎｇ。“Ａｎａｌｙｔｉｃａｐｐｒｏａｃｈｔｏｍａｇｎｅｔｉｃｃｉｒｃｕｉｔｆｏｒｓａｔｕｒａｔｅｄａｘｉａｌ－ｆｉｅｌｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｍａｃｈｉｎｅｓ”ＩＥＥＰｒｏｃＥｌｅｃｔｒ．ＰｏｗｅｒＡｐｐｌ．，Ｖ０１．１４１，Ｎｏ．１，Ｊａｎｕａｒｙ１９９４ｐｐ２７—３２．［５］Ｅ．Ｐ．ＦｕｒｌａｎｉａｎｄＭ．Ａ．Ｋｎｅｗｔｓｏｎ，“ＡＴｈｒｅｅ—ＤｉｍｅｎｓｉｏｎａｌＦｉｅｌｄＳｏｌｕｔｉｏｎｆｏｒＰｅｒｍａｎｅｎｔ－ＭａｇｎｅｔＡｘｉａｌ—ＦｉｅｌｄＭｏｔｏｒｓ”ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．Ｉｎｄ．Ａｐｐｌｉｃａｔ．，Ｖ０１．３３，Ｎｏ．３，Ｍａｙ１９９７［６］刘艳．基于ＨＡＬＢＡＣＨ阵列的盘式无铁心永磁同步电动机分析与计算．天津火学硕十学位论文，２００５．１．［７］侯１５红，讵尔．买买提．盘式电机在我国的发展及其展望．微特电机．１９９８，（４）：３０—３３．［８］Ａ．ｂｒａｍａｎｔｉｅｔａｌ．ＡｎａｌｙｓｉｓｏｎａＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＭａｃｈｉｎｅＷｉｔｈＡｘｉａｌＡｉｒＧａｐ．ＩＣＥＭ’７８．ｓｐ３／２一ｌ—ｓｐ３／２—１０．［９］陈清泉著．黄红军译．轴向磁场电机的设计和应用．原载ＩＥＥＥｒａｎｓ．Ｖ０１．ＥＣ一２，№．２［１０］Ｊｕｎｅｌ９８７Ｒ．Ｋｒｉｓｈｎａｎ．丸Ｊ．Ｂｅｕｔｌｅｒ．ＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅＡｎｎｕａｌａｎｄＤｅｓｉｇｎｏｆａｎＡｘｉａｌＦｉｅｌｄＰＭＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＭｏｔｏｒＳｅｒｖｏＤｒｉｖｅ．Ｃｏｎｆ．Ｒｅｃ．ｏｎＩＥＥＥＩＡＳＭｅｅｔｉｎｇ．１９８５：６３４—６４０．Ｄ．Ｃ．ａｎｄＡ．Ｃ．ＰａｎｃａｋｅＭｏｔｏｒｓ．ＩＣＥＭ’８６：９１６－９１９［１１］Ｇ．ｈｅｎａｅｂｅｒｇｅｒｅｔａｌ．ＡＮｅｗＲａｎｇｅｏｆ［１２］中源电气网站．ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｚｙｅｃ．ｃｏｍ／℃１３］ｈｔｔｐ：｛｝Ⅷ％．１ｙｎｘｍｏｔｉｏｎｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．ｃｏｍ／［１４］ＭｅｔｉｎＡｙｄｉｎ、ＳｕｒｏｎｇＨｕｎｇａｎｄＴｈｏｍａｓＡ．Ｌｉｐｏ．Ｄｅｓｉｇｎａｎｄ３ＤＥｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃＦｉｅｌｄＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＮｏｎ－ｓｌｏｔｔｅｄａｎｄＳｌｏｔｔｅｄＴＯ－ＲＤＳＴｙｐｅＡｘｉａｌＦｌｕｘＳｕｒｆａｃｅＭｏｕｎｔｅｄＩＥＥＥＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＰｅｒｍａｎｅｎｔＭａｇｎｅｔＤｉｓｃＭａｃｈｉｎｅｓ．ＩｎＰＰ．６４５—６５１．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆＤｒｉｖｅｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ。Ｉ唧’０１．５９—高功率密度｛｛；ｃ式永磁电动机的设计与研究［１５］ＰａｎｕＭａｇｎｅｔＫｕｒｒｏｎｅｎ．“ＴｏｒｑｕｅＶｉｂｒａｔｉｏｎＭｏｄｅｌｏｆＡｘｉａｌ—ＦｌｕｘＳｕｒｆａｃｅＭｏｕｎｔｅｄＰｅｒｍａｎｅｎｔＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＭａｃｈｉｎｅ”．ＴｈｅｓｉｓｆｏｒＰｈｌ），ＬａｐｐｅｅｎｒａｎｔａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．Ｃａｒｉｃｃｈｉ，ＦａｂｉｏＧｉｕｌｉｉＳｔｕｄｙｏｎ［１６］Ｆｅｄｅｒｉｃｏ“ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＣａｐｐｏｎｉ，ＦａｂｉｏＴｏｒｑｕｅＣｒｅｓｃｉｍｂｉｎｉａｎｄＬｕｃａＳｏｌｅｒｏ，ＲｅｄｕｃｉｎｇＣｏｇｇｉｎｇａｎｄＮｏ—ＬｏａｄＰｏｗｅｒＬｏｓｓｉｎＡｘｉａｌ—Ｆｌｕｘ２００４ｖ０１．Ｐｅｒｍａｎｅｎｔ－ＭａｇｎｅｔＭａｃｈｉｎｅｓＷｉｔｈＳｌｏｔｔｅｄＷｉｎｄｉｎｇ，”ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．Ｉｎｄ．Ａｐｐｌｉｃａｔ．·４０．ｐｐ．１０６６～１０７５．［１７］ＡｓｋｏＰａｒｖｉａｉｎｅｎ．．ＤｅｓｉｇｎｏｆＣｏｍｐａｒｉｓｏｎＢｅｔｗｅｅｎＡｘｉａｌ—ＦｌｕｘＲａｄｉｌ一ＦｌｕｘＰｅｒｍａｎｅｎｔ－ＭａｇｎｅｔＬｏｗ－ＳｐｅｅｄＭａｃｈｉｎｅｓＡｎｄＡｘｉａｌ—ＦｌｕｘＡｎｄＡｎｄＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅＡｘｉａｌ—ＦｌｕｘＭａｃｈｉｎｅｓ：［ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ］．ＬａｐｐｅｅｎｒａｎｔａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．［１８］刘晓东，赵衡兵等．钕铁硼永磁盘式同步电动机的设计研究．微特电机．１９９８，（３）：６－７．［１９］千正茂，苏少平等．盘式永磁同步电动机研究．中小型屯机．２０００，２７（５）：１３一１５．［２０］陈金涛，辜承林．轴向磁场无铁心无刷永磁盘式电机的设计．微特电机．２００２，（５）：５－７．［２１］孙建中，白风仙等．利＿Ｈｊ－二维有限元法计算盘式永磁直流电机的三维磁场分布．电，Ｊ：技术杂志．１９９８（１）：１３一１５．［２２］ＡｎｄｒｅａＣａｖａｇｎｉｎｏ，ＭａｒｉｏＬａｚｚａｒｉａｎｄＦｒａｎｃｅｓｃｏＰｒｏｆｕｍｏｅｔｃ，“ＡｘｉａｌＦｌｕｘＩｎｔｅｒｉｏｒＰＭＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＭｏｔｏｒＰａｒａｍｅｔｅｒｓＩｄｅｎｔｉｆｉｃａｔｉｏｎａｎｄＳｔｅａｄｙ—ＳｔａｔｅＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅＭｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ”ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．ＩｎｄＡｐｐｌｉｃａｔ．，Ｖ０１．３６，Ｎｏ．６，Ｎｏｖｅｍｂｅｒ／Ｄｅｃｅｍｂｅｒ２０００ｐｐｌ５８１—１５８８．［２３］ＦｕｎｄａＳａｈｉｎ．Ｄｅｓｉｇｎｍａｃｈｉｎｅ．ａｎｄｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆａｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄａｘｉａｌ－ｆｌｕｘｐｅｒｍａｎｅｎｔ—ｍａｇｎｅｔ：［ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ］．Ｔｅｃｈｎｉｓｃｈｅｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙｅｉｎｄｈｏｖｅｎ．Ｐ．２２６．［２４［２５［２６侯立军，苏彦民等．人相异步电机的绕组结构及其仿真研究．中小型电机．２００４．３１（２）：５－７．陈世坤．电机设计．北京：机械Ｊ：业出版社，２０００．ＹＺｈａｏ，ＴＡＬｉｐｏ．ＳｐａｃｅｓｐａｃｅｖｅｃｔｏｒＰＷＭｃｏｎｔｒｏｌｏｆｄｕａｌｔｈｒｅｅ２ｐｈａｓｅｉｎｄｕｃｔｉｏｎｍａｃｈｉｎｅｕｓｉｎｇｖｅｃｔｏｒｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ［Ｊ］．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．Ｉｎｄ．Ａｐｐｌｉｃａｔ．１９９５，３１（Ｓｅｐｔ．／Ｏｃｔ．）ｐｐｌ７７－１１８４．［２７［２８［２９版）［３０［３ｌ侯立军，苏彦民，陈林等．多相感麻电机调速系统研究．机床与液压．２００４（４）：８—１０．周启章．多相电机绕组设计．电机技术．２００１（１）：３－５．吴新振，乇祥珩等．多相异步电机谐波电流与谐波磁势的对应关系．清华大学学报（自然科学２００５，Ｖｏｌ４５．Ｎｏ．７：８６５—８６８．赖豪杰．二相交流伺服电动机的设计研究：（硕十学位论文）．济南：山东人学，２００５．张敬南，刘勇，人相舣Ｙ绕组同步电动机的数学模型与动态稳定仿真．应川技术．２００５．３２（１２）３３－３４．６０沈阳Ｔ业人学硕十学位论文［３２］千秀和，王兴华，刘玉庆等．永磁电机磊ｌ；磁系数的确定．微电机．１９９９。３２（２）：４８—４９．［３３］ＲｏｎｇｈａｉＱｕ，ＴｈｏｍａｓｉｎａＡ．Ｌｉｐｏ．Ａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆａｉｒｇａｐｈｚｉｇｚａｇｌｅａｋａｇｅｆｌｕｘｅｓｓｕｒｆａｃｅ－ｍｏｕｎｔｅｄ—ＰＭｍａｃｈｉｎｅ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．Ｉｎｄ．Ａｐｐｌｉｃａｔ．２００２：６３４—６４０．［３４］袁丽卿．双Ｙ无刷直流电动机的设计与仿真研究：（硕士学位论文）．杭州：浙江工业人学，２００５．［３５］杨兆华，庸孝镐．盘式异步电机的磁路、铁耗及轴向磁吸力的分环计算．设计分析，１９９８，２１—２３．［３６］黄海宏，张敬华．新颖的极槽数匹配方法．电机技术．１９９９（４）：１１－１２．［３７］黄海宏，王海欣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作者：

学位授予单位：

兰斌

沈阳工业大学

1. 宋鹏 基于DSP的盘式无铁心永磁同步电机直接转矩控制调速系统[学位论文]20062. 任鹏会 高功率密度电驱动系统研究[学位论文]2004

3. 王北社 定子外水冷却高功率密度电机设计技术研究[学位论文]20074. 王凌峰 盘式永磁无刷直流电机的电磁设计[学位论文]2005

5. 陈金涛.辜承林 轴向磁场无铁心无刷永磁盘式电机的设计[期刊论文]-微电机2002,35(5)

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