司紀凱 張露鋒 封海潮 朱藝鋒 Wenping Cao

(1.河南理工大學(xué)電氣工程與自動化學(xué)院 焦作 454003 2.阿斯頓大學(xué)工程與應(yīng)用科學(xué)學(xué)院 伯明翰)

?

異步起動表面-內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子同步電機特性分析及優(yōu)化

司紀凱1張露鋒1封海潮1朱藝鋒1Wenping Cao2

(1.河南理工大學(xué)電氣工程與自動化學(xué)院 焦作 454003 2.阿斯頓大學(xué)工程與應(yīng)用科學(xué)學(xué)院 伯明翰)

提出一種異步起動表面-內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子同步電機(LSSIPMSM)，LSSIPMSM通過定子旋轉(zhuǎn)磁場和轉(zhuǎn)子起動銅層間的相互作用產(chǎn)生異步起動轉(zhuǎn)矩。采用解析和有限元法相結(jié)合的方法對LSSIPMSM進行性能分析及關(guān)鍵參數(shù)優(yōu)化，研究了起動銅層厚度、永磁體厚度等參數(shù)對起動性能和同步運行性能的影響，從而確定最優(yōu)的銅層厚度和永磁體厚度。建立LSSIPMSM的電磁場有限元模型，分析LSSIPMSM在永磁體不同退磁狀況下的起動性能和同步運行性能，并通過三維溫度場有限元模型分析了不同退磁狀況下的溫度場分布。通過仿真結(jié)果的對比分析，驗證了LSSIPMSM具有較好的動態(tài)性能和穩(wěn)態(tài)性能。

表面-內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子同步電機 異步起動 退磁 溫度場 動態(tài)性能 穩(wěn)態(tài)性能

0 引言

異步起動永磁同步電機具有異步感應(yīng)電機和永磁同步電機的特點，能夠?qū)崿F(xiàn)異步起動，無需起動設(shè)備，在一些要求高效率、高功率因數(shù)和高起動品質(zhì)的場合得到了廣泛應(yīng)用。

文獻[1]提出了一種采用實心轉(zhuǎn)子環(huán)實現(xiàn)異步起動的軸向磁通永磁同步電機，并通過有限元法分析了電機的起動性能和同步性能。對比分析了一些內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子或表面式永磁轉(zhuǎn)子等拓撲結(jié)構(gòu)的異步起動永磁同步電機的起動性能和同步運行性能，并通過研究電磁參數(shù)對不同拓撲結(jié)構(gòu)電機運行性能的影響，確定其最優(yōu)參數(shù)[2-7]。文獻[8]采用反應(yīng)曲面和有限元相結(jié)合的方法優(yōu)化一種單相異步起動永磁同步電機，使電機的轉(zhuǎn)矩密度和效率達到最大。文獻[9]研究了異步起動實心轉(zhuǎn)子永磁同步電機，采用場路耦合的有限元方法分析了電機的起動性能和同步性能。

異步起動永磁同步電機在起動階段會在定子中產(chǎn)生較大的起動電流，形成一個外部退磁磁場，外部退磁磁場過大時會造成永磁體永久性失磁[10，11]。在穩(wěn)態(tài)運行階段影響永磁體退磁的主要因素是電機的溫度，溫度的增加會使永磁體退磁進一步惡化，并且永磁體退磁對電機的運行性能有很大的影響[12]。因此準確分析異步起動永磁同步電機的起動沖擊電流和溫度分布非常重要。而對于電機溫度分布的研究主要利用磁場-溫度場耦合分析的方法[13-16]。

本文提出一種異步起動表面-內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子同步電機(Line-Start Surface-mounted and Interior Permanent Magnet Synchronous Motor, LSSIPMSM)的結(jié)構(gòu)，建立LSSIPMSM的解析和有限元模型。首先優(yōu)化影響電機運行性能的銅層厚度和永磁體厚度等關(guān)鍵參數(shù)，然后研究了永磁體退磁對起動性能、同步運行性能和溫度的影響。

1 LSSIPMSM的結(jié)構(gòu)與參數(shù)

在永磁體用量相同的情況下，籠型異步起動表面式永磁同步電機的異步起動性能差，籠型異步起動內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子同步電機的穩(wěn)態(tài)運行帶載能力差[4]。針對現(xiàn)有異步起動永磁同步電機存在的一些問題，提出了一種LSSIPMSM，將表面式永磁體和內(nèi)置式永磁體在磁路中形成串并聯(lián)，在表面式永磁體和轉(zhuǎn)子鐵心之間均勻敷銅層，定子旋轉(zhuǎn)磁場和起動銅層相互作用產(chǎn)生異步起動轉(zhuǎn)矩。在產(chǎn)生相同氣隙磁通密度的情況下，采用表面式永磁體(Surface-mounted Permanent Magnet, SPM)結(jié)構(gòu)、內(nèi)置式永磁體(Interior Permanent Magnet, IPM)結(jié)構(gòu)和表面式永磁體與內(nèi)置式永磁體(Surface-Mounted and Interior Permanent Magnet, SIPM)混合的磁路結(jié)構(gòu)下的永磁體用量見表1。

表1 三種結(jié)構(gòu)永磁體用量

雖然永磁體用量有一定的增加，但其具有較好的異步起動能力，并且同步運行階段的過載能力大，漏磁較少，轉(zhuǎn)矩波動也較小[17]。

LSSIPMSM的三維結(jié)構(gòu)如圖1所示。初步電磁參數(shù)見表2。

圖1 LSSIPMSM結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of LSSIPMSM

表2 LSSIPMSM結(jié)構(gòu)參數(shù)

2 LSSIPMSM的解析模型

LSSIPMSM的起動過程是從靜止狀態(tài)到電機的同步運行階段，在起動過程中的電磁轉(zhuǎn)矩主要包括異步轉(zhuǎn)矩、永磁制動轉(zhuǎn)矩和磁阻轉(zhuǎn)矩。

LSSIPMSM的永磁制動轉(zhuǎn)矩和磁阻轉(zhuǎn)矩合成后可表示為[3]

(1)

式中，m為相數(shù)；p為極對數(shù)；Ld、Lq分別為直軸和交軸同步電感；E0為空載反電動勢；ω為電角速度；R1為定子繞組電阻；s為轉(zhuǎn)差率。

從式(1)可以看出，空載反電動勢、交軸和直軸電感的改變可以影響制動轉(zhuǎn)矩。E0的表達式為

(2)

式中，f為電源頻率；N1為每相繞組串聯(lián)匝數(shù)；Br為剩磁密度；hm為永磁體厚度；σ為漏磁系數(shù)；μr為相對磁導(dǎo)率；δ為氣隙長度；ks為主磁路飽和系數(shù)；kδ為氣隙系數(shù)；Kw1為繞組系數(shù)。

由式(2)可以看出繞組匝數(shù)、永磁體厚度和剩磁密度是影響空載反電動勢的主要參數(shù)。LSSIPMSM的異步轉(zhuǎn)矩可表示成普通異步感應(yīng)電機的轉(zhuǎn)矩表達形式，即

(3)

(4)

式中，Lad、Laq分別為直軸和交軸電樞反應(yīng)電抗。

從式(3)和式(4)可以看出影響異步轉(zhuǎn)矩的主要因素是定子繞組外加電壓、轉(zhuǎn)子電阻及定、轉(zhuǎn)子交軸和直軸電樞反應(yīng)電抗。而轉(zhuǎn)子電阻的阻值主要受起動銅層厚度的影響。LSSIPMSM在起動過程中，轉(zhuǎn)子機械運動方程為

(5)

式中，Tl為負載轉(zhuǎn)矩；Cv為粘滯摩擦系數(shù)；Ω為轉(zhuǎn)子機械角速度；J為轉(zhuǎn)子和負載總的轉(zhuǎn)動慣量。

Ta和Tg的合成轉(zhuǎn)矩必須大于負載轉(zhuǎn)矩和空載轉(zhuǎn)矩，LSSIPMSM才能實現(xiàn)異步起動，并且起動時的加速度和合成轉(zhuǎn)矩的大小呈正比。當電機達到同步運行狀態(tài)時，異步轉(zhuǎn)矩可以忽略，永磁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩變?yōu)轵?qū)動轉(zhuǎn)矩，在同步運行階段LSSIPMSM的電磁轉(zhuǎn)矩為

(6)

式中，θ為功角。

式(6)第一部分為永磁轉(zhuǎn)矩，第二部分為磁阻轉(zhuǎn)矩，此時的轉(zhuǎn)子機械運動方程為

(7)

從式(6)、式(7)可以看出，電磁轉(zhuǎn)矩等于負載轉(zhuǎn)矩和空載轉(zhuǎn)矩時LSSIPMSM同步穩(wěn)態(tài)運行，在相數(shù)、外加電壓、極對數(shù)和轉(zhuǎn)速不變的情況下，電磁轉(zhuǎn)矩主要受空載反電動勢和功角的影響。

通過LSSIPMSM解析模型的分析可得，優(yōu)化永磁體厚度和起動銅層厚度可以達到優(yōu)化LSSIPMSM起動性能和穩(wěn)態(tài)運行性能的目的。

3 仿真與分析

3.1 電機參數(shù)對電機性能的影響

LSSIPMSM起動轉(zhuǎn)矩主要包括受起動銅層厚度影響的異步轉(zhuǎn)矩和受永磁體厚度影響的制動轉(zhuǎn)矩，因此通過有限元的方法研究銅層厚度和永磁體厚度對電機運行性能的影響，確定最優(yōu)參數(shù)。利用初步設(shè)計的電磁參數(shù)建立LSSIPMSM的有限元模型，穩(wěn)態(tài)時電磁場分布如圖2所示。

圖2 LSSIPMSM的磁場分布Fig.2 Electromagnetic field of LSSIPMSM

從圖2可以看出，在穩(wěn)態(tài)運行時，采用表面式永磁體和內(nèi)置式永磁體串聯(lián)時LSSIPMSM幾乎沒有漏磁，并且能提供較高的氣隙磁通密度。LSSIPMSM的反凸極性也能夠提高電機穩(wěn)態(tài)運行時的過載能力。

3.1.1 銅層厚度的影響

分別建立0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm、1.0 mm銅層厚度的LSSIPMSM的有限元模型，求解結(jié)果如圖3和表3所示。

圖3 空載和額定負載下的起動性能Fig.3 The starting performances of LSSIPMSM with no-load and rated load

表3 額定負載下不同銅層厚度時的效率和功率因數(shù)

圖3a為空載時LSSIPMSM的起動速度曲線。從圖中可以看出銅層厚度對電機的空載起動性能影響很小，在0.3 s附近達到同步穩(wěn)態(tài)運行狀態(tài)。主要原因是開始起動時，轉(zhuǎn)差率較大，磁場的透入深度小于銅層的厚度，這時銅層厚度對電機的起動性能基本上沒有影響。隨著速度的增加，透入深度達到各自的銅層厚度，但由于電機是空載起動，電機在很短的時間就可以牽入同步。牽入同步速度后，永磁體產(chǎn)生的脈動轉(zhuǎn)矩使電機轉(zhuǎn)速在同步速度附近波動，然后進入穩(wěn)態(tài)同步運行階段。

由圖3b可以看出，額定負載起動時，在起動的初始階段和空載時相同，銅層厚度對其影響不大。隨著轉(zhuǎn)速的增加，其透入深度達到各自的銅層厚度，在銅層厚度為0.7 mm時無法達到同步運行狀態(tài)，電流峰值在±80 A附近波動，并且此時電機的等效氣隙較小，制動轉(zhuǎn)矩較大，由式(3)可以看出轉(zhuǎn)子電阻過大或過小也會造成異步轉(zhuǎn)矩減小，異步轉(zhuǎn)矩?zé)o法克服制動轉(zhuǎn)矩和負載轉(zhuǎn)矩，電機無法起動。銅層厚度分別為0.8 mm、0.9 mm和1.0 mm時電機雖然能夠達到同步運行狀態(tài)，但銅層厚度為0.8 mm時起動時間較長，并且起動階段波動也較大。銅層厚度為0.9 mm比銅層厚度為1.0 mm牽入同步的時間縮短約0.06 s，但都在0.25 s附近達到穩(wěn)態(tài)運行。

LSSIPMSM主要工作在同步運行狀態(tài)，考慮到同步穩(wěn)態(tài)運行階段的效率和功率因數(shù)，選擇銅層厚度為0.9 mm。

3.1.2 永磁體厚度的影響

在0.9 mm銅層厚度的基礎(chǔ)上，分別建立永磁體厚度為2.5 mm、3 mm和3.5 mm的有限元模型，求解在空載和額定負載下的起動性能和同步穩(wěn)態(tài)運行性能。空載和額定負載下的速度和電流曲線如圖4所示，額定負載下不同永磁體厚度的效率和功率因數(shù)見表4。

由圖4a、圖4b的轉(zhuǎn)速曲線可以看出在空載和額定負載起動過程中，LSSIPMSM牽入同步的能力與永磁體厚度呈反比。主要原因是LSSIPMSM的空載反電動勢隨永磁體厚度的增加而增加，由式(1)、式(2)也可以驗證，空載反電動勢的增加使制動轉(zhuǎn)矩增加，制動轉(zhuǎn)矩在起動階段起阻礙作用。由圖4c可以看出，電機達到同步運行后，穩(wěn)態(tài)電流與永磁體厚度也呈現(xiàn)一種反比例關(guān)系，由于在同步運行階段永磁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩是作為同步驅(qū)動轉(zhuǎn)矩，這時永磁體厚度越厚，在相同負載轉(zhuǎn)矩下，功角會變小，對應(yīng)的穩(wěn)態(tài)電流也會減小。

圖4 空載和額定負載下的起動性能Fig.4 The starting performances of LSSIPMSM with no-load and rated load

表4 額定負載下不同永磁體厚度的效率和功率因數(shù)

雖然永磁體越薄，LSSIPMSM的起動性能越好，但此時電機同步穩(wěn)態(tài)運行的效率和功率因數(shù)會降低，綜合考慮，永磁體的厚度選擇為3 mm。

3.2 永磁體退磁對電機性能的影響

異步起動永磁同步電機在重載起動過程中，永磁體內(nèi)會出現(xiàn)波動變化的退磁磁場，可能使永磁體發(fā)生退磁[18]。永磁體發(fā)生退磁后會對LSSIPMSM的起動性能、同步運行性能和溫度分布產(chǎn)生很大的影響。

3.2.1 退磁對電機性能的影響

分別建立額定負載下LSSIPMSM永磁體沒有發(fā)生退磁，退磁10%、20%、30%時的有限元模型。圖5和表5為不同退磁狀況下LSSIPMSM的工作性能。

圖5 退磁時LSSIPMSM的工作性能Fig.5 The performances of LSSIPMSM with different demagnetization condition

表5 額定負載下不同退磁狀況的效率和功率因數(shù)

由圖5a、圖5b可以看出永磁體發(fā)生退磁后，起動性能得到改善，但退磁會使電機的穩(wěn)態(tài)工作電流增加，造成效率降低。永磁體退磁后也會使電機空載反電動勢下降，由圖5c可以看出，退磁30%后空載反電動勢基波峰值從281.4 V下降到198.03 V。在輸出功率不變的情況下，反電動勢的減小會引起定子電流滯后角度增大，造成功率因數(shù)降低。

通過圖5和表5的對比分析可以看出，LSSIPMSM發(fā)生退磁后的效率和功率因數(shù)降低。這會導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)運行電流增加，進而影響電機的溫度，溫度的增加又會使退磁狀況進一步惡化，因此需要準確計算額定負載下不同退磁狀況時各部件的溫度，以便評估LSSIPMSM的工作性能。

3.2.2 退磁對電機溫度分布的影響

用磁場-溫度場耦合的方法計算LSSIPMSM在自然通風(fēng)情況下的三維全域溫度場分布。圖6為在額定負載、永磁體無退磁狀況的三維全域溫度場分布。

圖6 額定負載時三維全域溫度場分布Fig.6 Temperature field of LSSIPMSM with rated load

從圖6可以看出，定子繞組銅心的溫度最高，這是由于定子繞組是主要熱源，空氣的高熱阻率也會使定子區(qū)域和轉(zhuǎn)子區(qū)域的溫差較大。永磁體和起動銅層的溫度基本上一樣，原因在于起動銅層和轉(zhuǎn)子鐵心的導(dǎo)熱性能非常好，并且空氣的高熱阻率阻礙了轉(zhuǎn)子區(qū)域和定子區(qū)域間的熱傳遞，使熱量在轉(zhuǎn)子區(qū)域積累并均勻分布。當永磁體發(fā)生退磁后對LSSIPMSM的溫度分布影響很大，圖7為永磁體不同退磁狀況時電機各部件的最高溫度。

圖7 永磁體退磁對LSSIPMSM最高點溫度的影響Fig.7 The influence of PM demagnetization on maximum temperature of LSSIPMSM

從圖7可以看出LSSIPMSM各部件溫度隨永磁體退磁狀況的惡化而增加。原因是輸出功率相同時，永磁體發(fā)生退磁會造成定子繞組銅耗和起動銅層損耗增加，使定子區(qū)域和轉(zhuǎn)子區(qū)域的溫度都上升。溫度增加的速率和永磁體退磁程度呈正比，反過來溫度的快速上升也會使永磁體退磁加劇。當永磁體退磁程度超過25%時，永磁體的溫度超過最高工作溫度；退磁超過20%時繞組的溫度超過F級絕緣的極限溫度。因此LSSIPMSM在滿載運行時要避免永磁體發(fā)生退磁，一旦永磁體退磁后可以減載運行，保證電機溫度處于合理的范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

通過對LSSIPMSM解析模型和有限元模型的對比分析，求解了銅層厚度和永磁體厚度對電機起動性能和同步運行性能的影響，并分析了退磁對電機性能及各部分溫度的影響，得到如下結(jié)論：

1)轉(zhuǎn)子起動銅層厚度對LSSIPMSM的起動能力和同步穩(wěn)態(tài)運行性能具有非常重要的影響，銅層過薄或過厚都會降低電機的異步起動能力，因此需要選擇合適的銅層厚度。

2)合適的永磁體厚度可以使LSSIPMSM具有較好的起動能力和較小的同步穩(wěn)態(tài)運行電流。較長的永磁體厚度會使制動轉(zhuǎn)矩增加，電機起動性能變差，甚至無法起動，較短的永磁體厚度會使定子繞組銅耗增加，同步運行效率和功率因數(shù)降低。

3)退磁可以改善LSSIPMSM的起動性能，但退磁后同步穩(wěn)態(tài)運行時的定子電流增加，功率因數(shù)下降，并且電機的各部分溫度增加。當退磁超過一定程度時，永磁體和繞組絕緣層上的溫度都超過了其極限工作溫度，會使永磁體發(fā)生進一步的退磁和繞組絕緣老化。

[1] Mahmoudi A, Kahourzade S, Rahim N A, et al. Design, analysis and prototyping of a novel-structured solid-rotor-ringed line-start axial-flux permanent magnet motor[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2014, 61(4): 1722-1734.

[2] Ding Tingting, Takorabet N, Sargos F M, et al. Design and analysis of different line-start PM synchronous motors for oil-pump applications[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2009, 45(3): 1816-1819.

[3] Isfahani A H, Vaez-Zadeh S. Effects of magnetizing inductance on start-up and synchronization of line-start permanent magnet synchronous motors[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2011, 47(4): 823-829.

[4] Huang P W, Mao S H, Tsai M C, et al. Investigation of line start permanent magnet synchronous motors with interior-magnet rotors and surface-magnet rotors[C]// International Conference on Electrical Machines and Systems, 2008.

[5] Rahman M A, Osheiba A M, Kurihara K, et al.Advaces on single-phase line-start high efficiency interior permannet magnet motors[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2012, 59(3): 1333-1345.

[6] 符榮, 竇滿峰. 電動汽車用內(nèi)置式永磁同步電機直交軸電感參數(shù)計算與實驗研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2014, 29(11): 30-37. Fu Rong, Dou Manfeng. D-axis and Q-axis inductance calculation and experimental research on interior permanent magnet synchronous motors for EV[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(11): 30-37.

[7] Lu Weifu, Zhao Haisen, Liu Mingji,et al. Optimization of the composite material rotor bar for a line-start permanent magnet synchronous motor[J]. Electric Machines and Control, 2013, 17(1): 1-6.

[8] Lee B H, Hong J P, Lee J H. Optimum design criteria for maximum torque and efficiency of a line-start permanent magnet motor using response surface methodology and finite element method[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2012, 48(2): 863-866.

[9] 喬鳴忠, 梁京輝, 朱鵬, 等. 實心轉(zhuǎn)子永磁同步電機的時步有限元分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2011, 26(9):18-23. Qiao Mingzhong, Liang Jinghui, Zhu Peng, et al. Time-stepping finite element analysis of solid-rotor permanent magnet synchronous motor[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(9):18-23.

[10]Kang G H, Jin H, Nam H, et al. Analysis of irreversible magnet demagnetization in line-start motors based on the finite element method[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2003, 39(3): 1488-1491.

[11]唐旭, 王秀和, 李瑩, 等. 異步起動永磁同步電機起動過程中永磁體退磁研究[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2015,35(4): 961-970. Tang Xu, Wang Xiuhe, Li Ying, et al. Demagnetization study for line-start permanent magnet synchronous motor during starting process[J]. Proceeding of the CSEE, 2015, 35(4): 961-970.

[12]Ruolo S, Kolehmainen J, Ikaheimo J, et al. Interdependence of demagnetization, loading, and temperature rise in a permanent magnet synchronous motor[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2010, 46(3): 949-953.

[13]付興賀, 林明耀, 許妲, 等. 永磁-感應(yīng)式混合勵磁發(fā)電機三維暫態(tài)溫度場的計算與分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2013, 28(3): 107-113. Fu Xinghe, Lin Mingyao, Xu Da, et al.Computation and analysis of 3D-transient temperature field for a permanent magnet-induction hybrid excitation generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(3):107-113.

[14]胡田, 唐任遠, 李巖, 等. 永磁風(fēng)力發(fā)電機三維溫度場計算及分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2013, 28(3):122-126. Hu Tian, Tang Renyuan, Li Yan, et al. Thermal analysis and calculation ofpermanent magnet wind generators[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(3):122-126.

[15]張琪，魯茜睿，黃蘇融，等. 多領(lǐng)域協(xié)同仿真的高密度永磁電機溫升計算[J]. 中國電機工程學(xué)報，2014, 34(12): 1874-1881. Zhang Qi, Lu Qianrui, Huang Surong, et al. Temperature rise calculations of high density permanent magnet motors based on multi-domain co-simulation[J]. Proceeding of the CSEE, 2014, 34(12): 1874-1881.

[16]梁培鑫, 裴宇龍, 甘磊, 等. 高功率密度輪轂電機溫度場建模研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2015, 30(14):170-176. Liang Peixin, Pei Yulong, Gan Lei, et al. Research of temperature field modeling for high power-density in -wheel motor[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(14): 170-176.

[17]司紀凱, 劉志鳳, 司萌, 等. 一種新型轉(zhuǎn)子永磁同步電機磁場分析及特性[J]. 煤炭學(xué)報, 2013, 38(2): 348-352. Si Jikai, Liu Zhifeng, Si Meng, et al. Magnetic field analysis and characteristics research on permanent magnet synchronousmotors with new structure rotor[J]. Journal of China Coal Society, 2013, 38(2): 348-352.

[18]盧偉甫, 劉明基, 羅應(yīng)力, 等. 自起動永磁同步電機起動過程退磁磁場的計算與分析[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2011, 31(15): 53-60. Lu Weifu, Liu Mingji, Luo Yingli, et al. Demagnetization field analysis and calculation for line-start permanent magnet synchronous motor during start process[J]. Proceeding of the CSEE, 2011, 31(15): 53-60.

(編輯 于玲玲)

Characteristic Analysis and Optimization of Line-Start Surface-Mounted and Interior Permanent Magnet Synchronous Motor

SiJikai1ZhangLufeng1FengHaichao1ZhuYifeng1WenpingCao2

(1.School of Electrical Engineering and Automation Henan Polytechnic University Jiaozuo 454003 China 2. School of Engineering & Applied Science Aston University Birmingham UK)

The line-start permanent magnet synchronous motor without starter devices has a wide range of industrial applications, thus this paper presents a kind of line-start surface-mounted and interior permanent magnet synchronous motor (LSSIPMSM), which has a canned conducting layer which made of the copper between the surface-mounted PMs and rotor core. The LSSIPMSM performances were analyzed and the key parameters were optimized based on combinations of analytical method and finite element method. The dynamic, steady state performances of LSSIPMSM with PMs of different heights and canned conducting layers of different thicknesses were investigated. Finally, the optimal parameters were obtained. Electromagnetic finite element model of the LSSIPMSM was established to analyze the starting capability and steady state synchronization, and the temperature field of LSSIPMSM with different demagnetization conditions was researched by 3-dimensional temperature finite element model. The results show that LSSIPMSM has good dynamic and steady state performances.

Surface-mounted and interior permanent magnet synchronous motor, line-start, demagnetization, temperature field, dynamic performances, steady state performances

國家自然科學(xué)基金項目(U1361109)、2015年度河南省重點科技攻關(guān)項目(152102210101)和河南理工大學(xué)創(chuàng)新型科研團隊支持計劃項目(T2015-2)資助。

2016-03-30 改稿日期 2016-05-22

TM351

司紀凱 男，1973年生，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為特種電機理論及其控制。

E-mail:sijikai527@126.com(通信作者)

張露鋒 男，1992年生，碩士研究生，研究方向為特種電機建模及特性分析。

E-mail:15225872921@163.com