λ
n
=σ
0
λ
δ
⑥
(5) 计算永磁体空载工作点 :
b
m0
=
λ
n
λ
n
+ 1
⑦
如果得到的 b
m0
与 b
m0
’
的误差超过 1 % ,
则应重新设定 b
m0
’
,重复步骤 (1) - (5) 。此
迭代方法可以同时计算出永磁体的尺寸和空
载工作点 。
对于不同功率的永磁电机 ,其定转子尺
寸和定子槽型各不相同 ,加上气隙长度 ,这些
因素都影响着空载漏磁系数的大小 。所以漏
磁系数不是一个常数值 ,而是一组变化曲线 。
对不同尺寸的永磁电机进行有限元分析 ,分
别求得漏磁系数关于定子外径 、
气隙宽度和
永磁体尺寸 (主要是磁化方向的长度) 的变化
曲线 。转子外径是与定子外径相关的 ,因此
不考虑转子外径的变化 。有限元分析结果说
明定子槽型对漏磁系数的影响很小 ,不超过
0. 1 % ,完全可以忽略不计 。
漏磁系数随着定子外径增大而减小 ,这
是由于电机定子齿 、
轭截面积增加 ,通过定子
的主磁通也随着增加 ,所以σ
0
减小 ;当气隙
变宽时 ,漏磁通必然增大 ,导致σ
0
上升 ;σ
0
随
着 h
M
的上升而下降 ,这是因为永磁体厚度增
大 ,则提供给电机的总磁势增大 ,将导致定子
齿 、
轭的磁密上升 ,在永磁体提供的总磁通不
变的情况下主磁通必然增大 ,所以σ
0
减小 。
3.
结果分析
根据这种新的永磁体尺寸设计方法 ,编制
了永磁同步电机的设计软件。软件程序中永
磁同步电机的设计是在给定定子外径条件下 ,
采用优化算法设计定子槽型和定子内径 ,再采
用上面介绍的迭代方法 ,计算出 b
m0
、
h
M
和 b
M
。
需要指出的是 :σ
0
的取值与 D
so
、
g 和 b
M
有关 ,而计算公式中又包含σ
0
。由式 ③可知 :
b
M
正比于σ
0
,而σ
0
—b
M
曲线是下降的 ,这里
也需要采用迭代的方法求解 。
该软件设计出的永磁同步电机功率范围
从 100W 到 10kW ,表 1 中列出了从 500W 到
5kW 程序设计的永磁体尺寸 。所设计电机的
相数为 3 ,极数为 6 ,功率小于等于 1. 5kW 的
电机气隙宽度为 0. 6mm ,大于 1. 5kW 的电机
气隙宽度为 0. 8mm。转子结构选择内置径
向 ,使用钕铁硼永磁体 ,永磁体的轴向长度取
铁芯长的 95 %。
从表 1 可以看出 ,随着电机功率和定子
外径的增加 ,永磁体的体积是随之增加的 。
尤其是气隙宽度从 0. 6mm 变为 0. 8mm 后 ,永
磁体尺寸增幅较大 ,特别表现在磁化方向长
度 。该现象说明气隙磁势占总磁势的绝大部
分 ,是符合规律的 。
4.
比较检验
以一台 2. 2kW 的永磁同步电动机样机
(结构如图 1) 做试验分析 。在不同负载下 ,
测出其电压 、
电流 、
转速 、
输出转矩 、
输入输出
功率等试验数据 ,并与程序的仿真数据结果
相比较 。样机在逆变器控制下运行 ,采用 V/
f 为常数的控制方式 。仿真曲线和试验曲线
(图 3 、
图 4) 非常接近 ,尤其是具有相同的上
升和下降趋势 ,并在同一转速转矩下达到最
大值 。虽然也存在一定的误差 ,但误差很小 。
由此可以得出 ,永磁同步电机设计及仿
真程序的设计结果是准确可信的 ,可直接应
用到永磁电机的生产制造之中 。
表 1 不同功率的永磁同步电机永磁体设计尺寸
P
N
/ kW
Dso/ mm
U
N
/ V
n
N
/ r/ min
h
M
/ mm
b
M
/ mm
L
M
/ mm
0. 5
100
79
2650
2. 21
26. 73
39. 16
1. 5
150
140
1600
2. 36
40. 37
58. 03
2. 2
175
180
1150
2. 59
42. 89
97. 00
3. 6
200
220
1000
2. 90
54. 17
95. 00
5. 0
220
220
1000
2. 88
59. 56
98. 51
・
4
・
2001
年第
3
期
《电机电器技术》
・
电机电器技术・