多磁路结构永磁电机气隙磁密波形优化*

陈丽香，王正祥

(沈阳工业大学 国家稀土永磁电机工程技术研究中心，沈阳 110870)

多磁路结构永磁电机气隙磁密波形优化*

陈丽香，王正祥

(沈阳工业大学 国家稀土永磁电机工程技术研究中心，沈阳 110870)

永磁电机一直以高性能的优势倍受电机界的关注，但却因高档永磁体的成本高而影响其推广应用。为了减少永磁电机的制造成本，以一台8.8kW、20极24槽内置切向式直驱永磁电机为例，采用价格低廉的铁氧体来降低永磁电机的制造成本。提出转子开口结构来减少内置切向式结构的漏磁因数，利用不均匀气隙方法来改善其空载气隙磁密波形。并利用有限元软件Ansoft分析不同永磁体充磁方向长度不同转子开口长度时永磁电机的漏磁因数、空载气隙磁密基波幅值、齿槽转矩曲线。同时采用多组不均匀气隙数值进行仿真对比，得到空载气隙磁密波形畸变率与偏心距之间的关系曲线。分析表明在电机的性能与采用表面式钕铁硼永磁电机相差不大的情况下，电机的体积没有增加，降低了永磁电机的制造成本。

内置切向式结构；直驱永磁电机；转子开口；不均匀气隙

0 引言

永磁电机具有结构简单，体积小，效率高等优点，因而应用范围极为广泛[1-3]。但近年来由于稀土永磁材料的大幅涨价，特别是在2011年稀土价格达到顶峰时，烧结钕铁硼磁体的价格涨了将近5倍。2012年虽然钕铁硼的价格有所回落，但从整体上相比2000年及以前还是有大幅度的提高，直接导致永磁电机的制造成本大幅增加，阻碍了永磁同步电机的发展和在行业内的推广。因此怎样在保证永磁电机功率密度和性能的同时，使用价格低廉的永磁材料，降低永磁同步电机的制造成本显得非常有必要。在分析磁路结构的基础上采用内置切向式结构，使用价格低廉的铁氧体永磁材料来降低永磁电机的制造成本。但由于铁氧体的磁性能较差，并且内置切向式结构的漏磁因数、空载气隙磁密波形畸变率较大，直接影响永磁电机的性能。

众多学者对永磁同步电机的永磁磁密波形进行了优化设计，但大部分是针对表面式结构的[4-7]。山东大学的王秀和等人采用 Zooming 算法对内置式永磁电机磁极不对称角度进行优化，以及通过改变隔磁磁桥形状改变一个磁极的极弧宽度等方法，来削弱内置式结构永磁电机的齿槽转矩[8-9]。文献[10-11]对采用不均匀气隙的方法改善永磁电机空载气隙磁密波形进行了研究。以一台8.8kW、20极24槽内置切向式直驱永磁电机为例，采用转子开口结构来减少内置切向式结构的漏磁，采用不均匀气隙方法来改善其空载气隙磁密波形。

1 普通切向式与表面式结构对比

两种电机的模型如图1所示，基本参数如表1所示。

(a)内置式铁氧体结构 (b)表面式钕铁硼结构图1 两种电机的二维模型 表1 电机基本参数

项目参数定子铁心外径/mm445定子铁心内径/mm315铁心长度/mm330定子槽数24极数20每槽导体数390额定转速/r·min-160转子铁心内径/mm100

两种结构永磁电机的空载气隙磁密谐波幅值占基波百分比如图2所示。不同结构的漏磁因数、空载气隙磁密波形畸变率、齿槽转矩的对比如表2所示。

图2 谐波幅值占基波百分比 表2 两种电机性能对比

项目内置式结构表面式结构漏磁因数1.361.27齿槽转矩/N·m38.917.9气隙磁密波形畸变率/%30.5818.04

由表2可以得到普通的内置式永磁结构的漏磁因数比表面式永磁结构大了7.1%、齿槽转矩大了117.3%、空载气隙磁密波形畸变率大了69.5%。为了减小内置式结构的漏磁因数，进而减少永磁材料的使用量提出了一种转子开口结构，如图3所示。

2 转子槽开口对电机性能的影响

2.1 不同参数对漏磁因数、齿槽转矩的影响

如图4所示转子开口后限制了部分磁路，改变了磁力线走向，减少了漏磁。为了分析不同永磁体充磁方向长度、转子开口长度对漏磁因数和齿槽转矩的影响。在保证定子参数和永磁体厚度为70mm不变的同时，分析不同的永磁体充磁方向长度hM(如图3所示)、转子开口长度L(如图3所示)分别为8mm、10mm、12mm、14mm、16mm时永磁电机的漏磁因数、空载气隙磁密基波幅值、齿槽转矩。结果如图5～7所示。

图3 转子开口结构示意图

(a) 转子闭口结构 (b)转子开口结构图4 磁力线分布图

图5 不同参数时的漏磁因数

由图5得到在相同的开口长度下充磁方向长度越小漏磁因数越小。

图6 不同参数的齿槽转矩

由图6可以得到不同充磁方向长度均在开口长度为12mm时齿槽转矩最小。选择开口12mm为最后方案。不同永磁体充磁方向长度在转子开口长度为12mm时的齿槽转矩如表3所示。

表3 不同参数时的齿槽转矩

图7 不同参数时气隙磁密基波幅值

由图7可以得到在开口长度为12mm时充磁方向长度分别为23mm、22mm、20mm、18mm时的气隙磁密基波幅值如表4所示。

表4 气隙磁密基波幅值

为了保证永磁电机有较好的性价比，必须在保证电机性能的同时，尽量减少铁氧体的用量，综合选取充磁方向长度为20mm、开口长度为12mm为最终方案。

2.2 永磁体厚度对漏磁因数的影响

为了研究不同永磁体厚度对漏磁因数的影响，在保证其它定子参数不变的同时，选取铁氧体的充磁方向长度为20mm、开口长度为12mm固定不变，分别取铁氧体厚度为70mm、60mm、50mm、40mm进行对比，在对比中选取同样尺寸的转子隔磁磁桥，如图8所示。经过仿真分析不同铁氧体宽度时漏磁因数和气隙磁密基波幅值如图9所示。

图8 隔磁磁桥尺寸示意图

图9 不同参数时漏磁因数和气隙磁密基波幅值

由图9可以得到当永磁体宽度从70mm变到40mm时，漏磁因数增大了28.1%、气隙磁密基波幅值减少了40.5%。为了保证永磁电机有较好的性能取铁氧体厚度70mm作为最终方案。此时两种电机性能的对比如表5所示，内置式铁氧体永磁结构的空载气隙磁密波形畸变率比表面式钕铁硼永磁结构大44.3%。为了提高永磁电机的性能，采用不均匀气隙的方法来改善内置式铁氧体永磁结构的空载气隙磁密波形。

表5 两种电机性能对比

3 不均匀气隙对电机性能的影响

采用不均匀气隙结构如图10所示。对于传统的电机均采用均匀气隙，转子冲片为标准的圆形，如图所示为以O为圆心的圆。采用不均匀气隙结构后，在永磁体磁极跨距范围内对应的转子冲片圆周以点O′为圆心，其余部分仍以点O为圆心，定义OO′为偏心距，δmin、δmax分别如图10所示。

图10 不均匀气隙示意图

当采用不同的偏心距OO′时即不同的δmax/δmin值，空载气隙磁密波形畸变率如图11所示。不同δmax/δmin时永磁电机的空载气隙磁密波形畸变率、漏磁因数、气隙磁密基波幅值、齿槽转矩对比如表6所示。

图11 不同偏心距时空载气隙磁密波形畸变率

由图11可以得到并不是δmax/δmin的值越大气隙磁密波形畸变率越小，两者之间的关系近似二次曲线。当δmax/δmin值越大时，电机的漏磁因数就越大，为了保证电机的性能，就需要使用较多的永磁材料来保证电机的气隙磁密，所以要综合考虑来选取δmax/δmin的值。在本次设计中采用不均匀气隙前空载气隙波形畸变率为32.38%，采用不均匀气隙后在δmax/δmin=3附近时空载气隙磁密波形畸变率最小为16.1%左右，减小了50.3%。

表6 不同δmax/δmin时永磁电机参数对比

为了保证永磁电机的性能，选取气隙磁密基波幅值相对较高，同时畸变率相对较低的方案。选取δmax/δmin=1.8为最终方案。此时两种电机的性能对比如表7所示。两者的空载气隙磁密波形畸变率相差不大。

表7 两种电机性能对比

4 试验验证

采用内置式铁氧体结构后与同机座号同功率的表面式钕铁硼结构永磁电机的线反电动势波形及谐波幅值占基波百分比对比如图12～13所示，其中线反电动势波形图采用美国泰克的TDS1012测得。

(a)线反电动势波形

Voltage THD=2.738% (b)谐波幅值占基波百分比图12 内置式铁氧体结构

(a)线反电动势波形

Voltage THD=2.679% (b)谐波幅值占基波百分比图13 表面式钕铁硼结构

对比图12和图13可以得到内置式铁氧体永磁电机的线反电动势波形畸变率为2.738，与表面式钕铁硼永磁电机的线反电动势波形畸变率2.679%相差不大。表明采用不均匀气隙可以有效改善永磁同步电机的空载气隙磁密波形，从而降低对应的线反电动势的总谐波畸变率。

5 结束语

针对内置切向式直驱永磁电机的转子磁路结构进行了研究，表明采用转子开口结构后，内置切向式结构的漏磁因数最大可以减少12.7%、采用不均匀气隙后空载气隙磁密波形的畸变率最大可以减少50%，但考虑到气隙磁密基波幅值、机械强度等因素的影响，要适当选取不均匀气隙的尺寸。最后对设计的内置铁氧体永磁电机与表面式钕铁硼永磁电机进行了对比，两者在体积相同的情况下线反电动势波形畸变率相差不大。因而直驱永磁电机可以采用内置式铁氧体永磁结构来降低永磁电机的制造成本。

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(编辑 赵蓉)

Optimal Design of Airgap Flux Density of Multi Magnetic Structure of Permanent Magnet Motor

CHEN Li-xiang，WANG Zheng-xiang

(National Engineering Research Center for REPM Electrical Machine ,Shenyang University of Technology, Shenyang 110870,China)

In order to reduce the manufacturing cost of permanent magnet motor, in this paper, taking a 8.8kW, 20 pole 24 slot built-in tangential type direct-drive permanent magnet motor as an example, using inexpensive ferrite to reduce the manufacturing cost of permanent magnet motors. Propose the rotor opening structure to reduce the magnetic flux leakage factor of built-in tangential type, Using the non-uniform air gap method to improve the wave of no-load airgap flux density. And by using the finite element software Ansoft analysis of magnetic flux leakage factor, the fundamental amplitude of no-load airgap flux density and the cogging torque curve when diffierent length of permanent magnet magnetization direction and different length of rotor opening. In order to get curves between waveform distortion rate of no-load airgap flux density and eccentricity, using multiple sets of non-uniform air gap value for simulation and compared. Analysis shows that when the performance of the motor colse to the surface-type NdFeB permanent magnet motors the volume of built-in tangential type permanent magnet motor did not increase, reducing the manufacturing cost of permanent magnet motor.

built-in tangential type；direct-drive permanent magnet motor；rotor opening；non-uniform air gap

1001-2265(2014)06-0038-04

10.13462/j.cnki.mmtamt.2014.06.011

2013-09-29;

2013-10-28

国家科技重大专项“永磁电机技术与二次供水技术耦合”(2011ZX07411-001-1)

陈丽香( 1973—) ，女，沈阳人，沈阳工业大学高级工程师，硕士，主要从事永磁电机研究和开发，(E-mail)chen_lx47@aliyun.com；通讯作者：王正祥( 1988—) ，男，河南新乡人，沈阳工业大学硕士研究生，研究方向为特种电机及其控制，(E-mail)junjie200803@163.com。

TH165;TG65

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