孫少男 馮桂宏 李 巖 張炳義

切向結(jié)構(gòu)永磁同步電機(jī)磁鋼徑向并聯(lián)組合研究

孫少男 馮桂宏 李 巖 張炳義

（沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽(yáng) 110870）

針對(duì)低速大轉(zhuǎn)矩切向結(jié)構(gòu)永磁同步電機(jī)中磁鋼尺寸對(duì)性能的影響進(jìn)行研究。提出一種“工”字形排布的磁鋼徑向并聯(lián)組合優(yōu)化方案。在保證電機(jī)磁鋼軸向長(zhǎng)度和體積不變前提下，分析磁鋼磁化方向長(zhǎng)度變化對(duì)電機(jī)性能的影響。分析表明：磁鋼的磁化方向長(zhǎng)度在一定范圍內(nèi)增加可降低磁鋼漏磁、增大反電動(dòng)勢(shì)和降低轉(zhuǎn)矩波動(dòng)；但磁鋼的磁化方向長(zhǎng)度過(guò)度增加會(huì)大大降低電機(jī)磁通面積，使得電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)不增反降。在此基礎(chǔ)上，提出一種降低磁鋼漏磁、增大反電動(dòng)勢(shì)和降低轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的三塊磁鋼徑向并聯(lián)組合的“工”字形排布方案：近氣隙側(cè)和近隔磁槽側(cè)磁鋼槽內(nèi)分別插入磁化方向長(zhǎng)度短、徑向?qū)挾日拇配撘越档徒鼩庀秱?cè)和近隔磁套側(cè)磁鋼漏磁；近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁槽側(cè)磁鋼之間采用磁化方向長(zhǎng)度較短的磁鋼以保證磁鋼磁通面積降低得不多。通過(guò)仿真實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證所提方案的可行性。

切向結(jié)構(gòu)永磁同步電機(jī) 磁鋼尺寸 磁化方向長(zhǎng)度 漏磁系數(shù) 磁鋼徑向組合

0 引言

切向結(jié)構(gòu)永磁同步電機(jī)（Permanent Magnet Synchronous Motor, PMSM）相比徑向結(jié)構(gòu)具有顯著的聚磁效果，故在要求高轉(zhuǎn)矩密度的場(chǎng)合獲得廣泛應(yīng)用。因切向結(jié)構(gòu)較徑向結(jié)構(gòu)在圓周方向永磁體可放置更多，因此切向式電機(jī)極數(shù)可設(shè)計(jì)得更多、電機(jī)可設(shè)計(jì)得更加低速[1-6]。

針對(duì)切向充磁的異步起動(dòng)永磁同步電機(jī)，文獻(xiàn)[7]提出一種考慮轉(zhuǎn)子開槽、磁橋漏磁、裝配氣隙等因素影響的精確等效磁路模型。電感參數(shù)的準(zhǔn)確計(jì)算是電機(jī)特性計(jì)算和動(dòng)態(tài)仿真的基礎(chǔ)，文獻(xiàn)[8-11]證明了漏磁在切向式永磁電機(jī)中不可忽略。文獻(xiàn)[12-14]分別提出了一種增加輔助磁極和采用間隔磁橋來(lái)降低切向充磁電機(jī)軸部漏磁的新方法。文獻(xiàn)[15-18]分別從磁極形狀優(yōu)化、轉(zhuǎn)子斜極和磁鋼正弦化設(shè)計(jì)角度進(jìn)行優(yōu)化以降低切向充磁電機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)和電磁振動(dòng)。文獻(xiàn)[19]提出了一種非稀土翼型結(jié)構(gòu)電機(jī)。

針對(duì)切向結(jié)構(gòu)永磁電機(jī)采用常規(guī)矩形塊磁鋼時(shí)，若磁化方向長(zhǎng)度增加可降低漏磁，但是磁化方向會(huì)降低電機(jī)磁通面積進(jìn)而導(dǎo)致電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)不增反降。對(duì)此本文提出磁鋼徑向組合的“工”字形排布方案，通過(guò)適當(dāng)加寬近隔磁套側(cè)磁鋼以降低漏磁目的、適當(dāng)選取近氣隙側(cè)磁鋼以優(yōu)化齒槽轉(zhuǎn)矩目的和適當(dāng)縮短近氣隙側(cè)、近隔磁套側(cè)磁鋼的寬度以減弱對(duì)磁通面積縮小的程度，達(dá)到提高反電動(dòng)勢(shì)、降低齒槽轉(zhuǎn)矩的目的。

本文首先推導(dǎo)了磁鋼磁化方向長(zhǎng)度m和寬度m的尺寸約束條件。然后在保證磁鋼軸向截面積即m×m不變前提下，采用場(chǎng)路結(jié)合的方法分析電機(jī)漏磁、齒槽轉(zhuǎn)矩等性能參數(shù)隨磁化方向長(zhǎng)度m變化的趨勢(shì)，在此基礎(chǔ)上提出了磁鋼徑向組合的方案：一個(gè)磁鋼槽內(nèi)徑向放置多塊不同磁化方向長(zhǎng)度m的磁鋼。最后，針對(duì)該方案，在保證m×m不變前提下，先分析了兩塊不同磁化方向m的磁鋼徑向組合時(shí)電機(jī)性能變化趨勢(shì)，總結(jié)得出磁鋼徑向組合的設(shè)計(jì)原則。在此原則基礎(chǔ)上，進(jìn)一步提出了三塊不同m磁鋼徑向組合的“工”字形排布方案并進(jìn)行了仿真分析。

1 電機(jī)結(jié)構(gòu)及磁鋼尺寸約束條件

1.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)

本文針對(duì)隔磁套隔磁的內(nèi)置切向式永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示[20]。其中每一列磁極沖片通過(guò)磁極導(dǎo)向鍵連接成一個(gè)獨(dú)立的轉(zhuǎn)子磁極，磁極與隔磁套輻板之間的連接通過(guò)螺栓把和磁極導(dǎo)向鍵實(shí)現(xiàn)。

圖1 切向結(jié)構(gòu)永磁同步電機(jī)橫截面示意圖

1.2 磁鋼尺寸約束條件

磁鋼尺寸關(guān)聯(lián)的轉(zhuǎn)子尺寸示意圖如圖2所示。磁鋼寬度m和磁鋼磁化方向要滿足的尺寸約束條件為

式中，Di2為轉(zhuǎn)子沖片外徑；hge1為隔磁橋厚度；hge2為隔磁套厚度；Rrotor為轉(zhuǎn)軸半徑；bge1為隔磁橋?qū)挾?；p為電機(jī)極對(duì)數(shù)；bt2為近隔磁套側(cè)磁極沖片寬度；bt2min為磁極把和固定螺栓所需預(yù)留的最小攻絲面積。

2 磁化方向長(zhǎng)度變化對(duì)電機(jī)性能影響分析

本文以一臺(tái)額定功率為250kW，額定電壓為660V，極數(shù)為60，額定頻率為11.75Hz，額定轉(zhuǎn)矩為105N?m的樣機(jī)為例進(jìn)行分析。參考樣機(jī)1參數(shù)見表1和表2。

表1 切向式永磁同步電機(jī)樣機(jī)1定子參數(shù)

Tab.1 The stator parameters of prototype motor 1

表2 切向式永磁同步電機(jī)樣機(jī)1轉(zhuǎn)子參數(shù)

Tab.2 The rotor parameters of prototype motor 1

以樣機(jī)1為參考，只改變其中磁鋼尺寸進(jìn)行仿真分析：保持磁鋼m×m=752mm2不變，分析磁鋼磁化方向長(zhǎng)度m增大時(shí)永磁電機(jī)各方面的性能。

2.1 磁化方向長(zhǎng)度與各部分漏磁關(guān)系

轉(zhuǎn)子磁極漏磁分為隔磁套側(cè)漏磁和氣隙側(cè)漏磁兩部分如圖3所示。保持磁鋼m×m=752mm2不變時(shí)，這兩部分漏磁占總磁通比例如圖4所示，由圖4可知：

（1）一定范圍內(nèi)漏磁隨磁化方向長(zhǎng)度增加而降低，長(zhǎng)度增大到一定值后基本保持不變：磁化方向長(zhǎng)度從10mm增大到19mm時(shí)，總漏磁系數(shù)從1.32降低到1.2，隔磁套側(cè)漏磁占總漏磁比例從17%降低到13.5%，氣隙側(cè)漏磁占總漏磁比例從7.5%降低到3%；而從19mm再增加到21mm時(shí)總漏磁和各部分漏磁基本保持不變。

（2）隔磁套側(cè)漏磁比氣隙側(cè)漏磁多：磁化方向厚度從10mm增大到21mm時(shí)，隔磁套側(cè)漏磁占總漏磁的比例均在70%以上。

（3）磁化方向厚度變化時(shí)，氣隙側(cè)漏磁比隔磁套漏磁變化大：磁化方向厚度從10mm增大到21mm時(shí)，隔磁套側(cè)漏磁占總漏磁比例降低了3.5%；而氣隙側(cè)漏磁占總漏磁比例降低了4.5%，大于隔磁套側(cè)的3.5%。

圖3 轉(zhuǎn)子磁極漏磁示意圖（bm×hm=752mm2）

圖4 hm與漏磁比例關(guān)系(bm×hm不變)

2.2 磁化方向長(zhǎng)度與氣隙波形畸變率和反電動(dòng)勢(shì)關(guān)系

由圖5推得，保持m×m不變時(shí)，在一定范圍內(nèi)隨著磁化方向長(zhǎng)度增加：①磁通密度畸變率逐漸減?。簃從10mm增大到21mm過(guò)程中空載氣隙磁通密度波形畸變率隨磁化方向長(zhǎng)度從18.27%降低到11.27%，磁通密度正弦度增高；②反電動(dòng)勢(shì)先增后減：m從10mm增加到13mm時(shí)，反電動(dòng)勢(shì)增加近10V；從13mm增加到21mm過(guò)程，反電動(dòng)勢(shì)降低了44.2V。

圖5 hm與空載氣隙磁通密度波形畸變率、反電動(dòng)勢(shì)的關(guān)系（bm×hm不變）

電機(jī)空載反電動(dòng)勢(shì)滿足

式中，為頻率；為繞組串聯(lián)匝數(shù)；dp1為繞組系數(shù)。

2.3 磁化方向長(zhǎng)度與成本和可靠性關(guān)系

成本方面，因該參數(shù)化分析定子參數(shù)都不變，磁鋼用量也沒變，故此時(shí)影響材料和成本最大的是轉(zhuǎn)子沖片質(zhì)量。本節(jié)對(duì)轉(zhuǎn)子沖片質(zhì)量、磁鋼抗去磁能力、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)和反電動(dòng)勢(shì)波形畸變率參數(shù)進(jìn)行了分析。由圖6可知，保持m×m不變時(shí)，在一定范圍內(nèi)隨著磁化方向長(zhǎng)度增加，電機(jī)成本和性能變化如下：

圖6 hm與成本參數(shù)和影響電機(jī)穩(wěn)定性參數(shù)關(guān)系（bm×hm不變）

Fig.6 The relation of hm with the cost parameter and the parameter which influence the motor stability(bm×hm is constant)

（1）成本：轉(zhuǎn)子沖片用量隨著m增加而逐漸下降，m從10mm增加到21mm過(guò)程沖片質(zhì)量最大下降了1 328kg，電機(jī)質(zhì)量下降了近5%，電機(jī)整體成本下降了近2.5%。

（2）可靠性：磁鋼最大去磁工作點(diǎn)隨m增加而逐漸增加，磁鋼抗去磁能力也隨之增加；齒槽轉(zhuǎn)矩和反電動(dòng)勢(shì)畸變率在m取16~19mm時(shí)存在最小值，電機(jī)空載起動(dòng)能力、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)以及電機(jī)諧波會(huì)對(duì)應(yīng)降低。

3 磁鋼徑向組合方案

第2節(jié)分析發(fā)現(xiàn)磁鋼磁化方向長(zhǎng)度增加，會(huì)帶來(lái)漏磁減小、成本降低、抗去磁能力增加等優(yōu)點(diǎn)，但若增加過(guò)多則同時(shí)帶來(lái)了反電動(dòng)勢(shì)降低，而反電動(dòng)勢(shì)降低帶來(lái)一系列功率因數(shù)、效率降低等弊端。針對(duì)此情況，本節(jié)提出了一種磁鋼徑向組合的方案，在漏磁較大時(shí)適當(dāng)增加磁化方向長(zhǎng)度，在影響轉(zhuǎn)矩波動(dòng)、波形正弦度場(chǎng)合適當(dāng)選取磁化方向長(zhǎng)度，以徑向組合出成本較低、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)較小同時(shí)反電動(dòng)勢(shì)和波形正弦度較高的方案。

3.1 近氣隙側(cè)磁鋼加寬組合方案

本節(jié)仍以樣機(jī)1為對(duì)比模型，在保證m×m不變前提下，分析如圖7所示的近氣隙側(cè)磁鋼磁化方向長(zhǎng)度m1從10mm到25mm和寬度m1從5mm到15mm對(duì)電機(jī)性能的影響，其中m2=m=16mm，磁鋼均是切向充磁。

圖8所示為近氣隙側(cè)磁鋼尺寸對(duì)漏磁影響數(shù)據(jù)，由圖8可知：

（1）磁鋼寬度m1改變對(duì)漏磁基本沒影響：磁化方向長(zhǎng)度m1在10mm時(shí)，近氣隙側(cè)磁鋼寬度m1從5mm增加到15mm過(guò)程中，漏磁占總磁通的比例變化較小，只下降了2%；但m1增加到12mm以后，近氣隙側(cè)磁鋼寬度m1從5mm增加到15mm過(guò)程中，漏磁占總磁通的比例變化甚微，只降低了0.2%。

圖7 近氣隙側(cè)磁鋼磁鋼組合切向永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子橫截面示意圖

圖8 近氣隙側(cè)磁鋼尺寸與漏磁關(guān)系

（2）磁化方向長(zhǎng)度m1增大時(shí)氣隙側(cè)漏磁先明顯降低后趨于穩(wěn)定，隔磁套側(cè)漏磁先升高后趨于穩(wěn)定：m1從10mm增加到19mm過(guò)程中，氣隙側(cè)漏磁占總磁通的比例降低了5%以上，m1＞19mm后氣隙側(cè)漏磁基本不變；m1從10mm增加到16mm過(guò)程隔磁套側(cè)漏磁占總磁通的比例增加了2%，m1＞16mm以后隔磁套側(cè)漏磁基本不變。

近氣隙側(cè)磁鋼尺寸對(duì)反電動(dòng)勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩和成本影響如圖9所示。由圖9可知：

圖9 近氣隙側(cè)磁鋼尺寸對(duì)反電勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩和成本影響

（1）反電動(dòng)勢(shì)隨磁化方向長(zhǎng)度m1增加先增加后減小：m1相同時(shí)，m1取最小5mm時(shí)反電動(dòng)勢(shì)最高，m1相同時(shí)，隨著m1增加在取16~19mm之間反電動(dòng)勢(shì)存在最大值。

（2）m1對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩沒影響，m1對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩影響較大：m1從5mm增加到15mm時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩變化不到0.5%；m1從10mm增加到25mm時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩先下降超過(guò)50%后再上升。

（3）m1增加時(shí)，m1變化對(duì)成本影響程度逐步增大：當(dāng)m1從10mm變化為25mm過(guò)程，當(dāng)m1=5mm時(shí)沖片變化150kg，但m1=15mm時(shí)沖片變化479kg。

3.2 近隔磁套側(cè)磁鋼加寬組合方案

本小節(jié)以樣機(jī)1為對(duì)比模型，在保證m×m不變前提下，分析如圖7所示的近隔磁套側(cè)磁鋼磁化方向長(zhǎng)度取m2從10mm到25mm和寬度m2從5mm到15mm對(duì)電機(jī)性能的影響，其中m1=m=16mm。

圖10為近隔磁套側(cè)磁鋼尺寸對(duì)漏磁影響數(shù)據(jù)圖，由圖10可知：

（1）磁化方向長(zhǎng)度m2適當(dāng)增加后磁鋼寬度m2改變對(duì)漏磁基本沒影響：磁化方向長(zhǎng)度m2在10mm時(shí)，近隔磁套側(cè)磁鋼寬度m2從5mm增加到15mm過(guò)程中，氣隙側(cè)漏磁和隔磁套側(cè)漏磁占總磁通比例最大變化了1%，對(duì)漏磁有所影響；但m2增加到12mm以后，近隔磁套側(cè)磁鋼寬度m2從5mm增加到15mm過(guò)程中，漏磁基本保持不變。

（2）磁化方向長(zhǎng)度m2增大時(shí)隔磁套側(cè)漏磁先明顯降低后趨于穩(wěn)定，氣隙側(cè)漏磁先升高后趨于穩(wěn)定：m2從10mm增加到18mm過(guò)程中總漏磁降低了5%以上、隔磁套側(cè)漏磁占總磁通比例降低了4.5%以上，m2＞18mm后隔磁套側(cè)漏磁和總漏磁基本不變；m2從10mm增加到22mm過(guò)程中氣隙側(cè)漏磁占總磁通比例增加了1.5%，m1＞16mm以后氣隙側(cè)漏磁基本不變。

隔磁套側(cè)漏磁鋼尺寸對(duì)反電動(dòng)勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩和成本影響如圖11所示。由圖11可知：

（1）反電動(dòng)勢(shì)隨磁化方向長(zhǎng)度m2增加先增加后減?。簃2相同時(shí)，m2取最小5mm時(shí)反電動(dòng)勢(shì)最高，m2相同時(shí)，隨著m2增加在取16~19mm之間反電動(dòng)勢(shì)存在最大值。

（2）m2對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩沒影響，m2對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩影響較大：m2從5mm增加到15mm時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩變化不到0.5%；m2從10mm增加到25mm過(guò)程中，齒槽轉(zhuǎn)矩先上升后下降超過(guò)15%后再上升。

（3）m2增加時(shí)，m2變化對(duì)成本影響程度逐步增大：當(dāng)m2從10mm變化為25mm的過(guò)程，當(dāng)m2=5mm時(shí)沖片變化150kg，但m2=15mm時(shí)沖片變化479kg。

圖11 近隔磁套側(cè)磁鋼尺寸對(duì)反電動(dòng)勢(shì)齒槽轉(zhuǎn)矩和成本影響

4 三磁鋼徑向組合方案及試驗(yàn)驗(yàn)證

從第2、第3節(jié)分析結(jié)果可總結(jié)得磁鋼徑向組合時(shí)磁鋼尺寸選擇原則：

（1）近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁套側(cè)磁鋼寬度在滿足機(jī)械強(qiáng)度前提下盡可能?。航鼩庀秱?cè)磁鋼和近隔磁套側(cè)磁鋼寬度增加對(duì)漏磁、齒槽轉(zhuǎn)矩影響不大，但對(duì)反電動(dòng)勢(shì)的削弱性很強(qiáng)。

（2）近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁套側(cè)磁化方向長(zhǎng)度需綜合反電動(dòng)勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩和磁鋼成本來(lái)選擇：近氣隙側(cè)磁鋼磁化方向長(zhǎng)度從小到大的過(guò)程中，反電動(dòng)勢(shì)先增后減、齒槽轉(zhuǎn)矩先減后增，成本在逐漸降低；而近隔磁套側(cè)磁鋼隨磁化方向長(zhǎng)度增加，反電動(dòng)勢(shì)先增加后減小。故根據(jù)工況要求進(jìn)行偏重其中某一性能。

綜上提出了如圖12所示的三磁鋼徑向組合的方案：通過(guò)對(duì)近氣隙側(cè)磁鋼的磁化方向長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)來(lái)降低電機(jī)近氣隙側(cè)磁鋼漏磁和齒槽轉(zhuǎn)矩；通過(guò)對(duì)近隔磁槽側(cè)磁鋼的磁化方向長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)來(lái)降低電機(jī)近隔磁槽側(cè)磁鋼漏磁；在保證磁鋼不去磁前提下，通過(guò)對(duì)近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁槽側(cè)磁鋼之間的磁鋼尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)來(lái)降低轉(zhuǎn)子沖片成本和提高電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)。樣機(jī)2即采用此三磁鋼組合方案進(jìn)行設(shè)計(jì)。

圖12 三磁鋼組合切向永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子橫截面示意圖

樣機(jī)2與樣機(jī)1定子參數(shù)一致見表1，轉(zhuǎn)子參數(shù)見表3，其中樣機(jī)2磁鋼與樣機(jī)1磁鋼的徑向截面積、體積相同，即m×m=m1×m1+m2×m2+m3×m3=752mm2。

表3 切向式永磁同步電機(jī)樣機(jī)2轉(zhuǎn)子參數(shù)

Tab.3 The rotor parameters of prototype motor 2

樣機(jī)1（單磁鋼方案）與樣機(jī)2（三磁鋼組合方案）實(shí)物圖如圖13和圖14所示。

圖 13 轉(zhuǎn)子實(shí)物

圖14 樣機(jī)1與樣機(jī)2實(shí)物圖

兩樣機(jī)的空載齒槽轉(zhuǎn)矩對(duì)比、空載反電動(dòng)勢(shì)諧波分量對(duì)比分別如圖15和圖16a所示。由圖可知三磁鋼組合方案的齒槽轉(zhuǎn)矩比單磁鋼方案少了48%，三磁鋼組合方案的反電動(dòng)勢(shì)諧波總畸變率近似是單磁鋼方案的一半。經(jīng)過(guò)仿真和試驗(yàn)結(jié)果證明了三磁鋼組合方案中近氣隙側(cè)磁鋼1磁化方向適當(dāng)取值對(duì)電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的削弱作用和對(duì)氣隙磁通密度的正弦度的增強(qiáng)作用。

圖16 空載線反電動(dòng)勢(shì)對(duì)比

樣機(jī)1（單磁鋼方案）與樣機(jī)2（三磁鋼組合方案）的空載線反電動(dòng)勢(shì)波形如圖16b所示。由圖16可知三磁鋼組合方案的空載反電動(dòng)勢(shì)比單磁鋼方案大20V以上。經(jīng)過(guò)仿真和試驗(yàn)結(jié)果證明了三磁鋼組合方案中近氣隙側(cè)磁鋼1和近隔磁套側(cè)磁鋼3適當(dāng)加寬對(duì)漏磁的削弱作用。

5 結(jié)論

本文針對(duì)低速大轉(zhuǎn)矩切向結(jié)構(gòu)中磁鋼尺寸對(duì)電機(jī)漏磁、轉(zhuǎn)矩波動(dòng)等性能的影響，在保證電機(jī)磁鋼用量和軸向長(zhǎng)度不變的前提下，得出如下結(jié)論：

1）漏磁與磁化方向長(zhǎng)度關(guān)系：漏磁隨磁化方向長(zhǎng)度增加而降低，長(zhǎng)度增大到一定值后基本保持不變；近隔磁套側(cè)漏磁比氣隙側(cè)漏磁多一倍以上；磁化方向長(zhǎng)度變化時(shí)，氣隙側(cè)漏磁比隔磁套漏磁變化明顯。

2）反電動(dòng)勢(shì)波形畸變率和齒槽轉(zhuǎn)矩與磁化方向長(zhǎng)度的關(guān)系：反電動(dòng)勢(shì)波形畸變率和齒槽轉(zhuǎn)矩受近氣隙側(cè)磁鋼磁化方向長(zhǎng)度影響較大，受磁鋼寬度影響不大，故可對(duì)磁鋼近氣隙側(cè)的部分進(jìn)行局部加大或縮小磁化方向長(zhǎng)度的處理使得在優(yōu)化反電動(dòng)勢(shì)波形畸變率和減小齒槽轉(zhuǎn)矩的的前提下保證電機(jī)其他性能變化不大。

3）可靠性和經(jīng)濟(jì)性：磁鋼厚度適當(dāng)增加可提高電機(jī)最大去磁工作點(diǎn)和降低轉(zhuǎn)子沖片的用量，進(jìn)而提高電機(jī)可靠性和經(jīng)濟(jì)性。

4）磁鋼徑向組合的原則：近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁套側(cè)磁鋼寬度在滿足機(jī)械強(qiáng)度前提下盡可能地小；近氣隙側(cè)磁鋼和近隔磁套側(cè)磁化方向長(zhǎng)度需綜合反電動(dòng)勢(shì)、齒槽轉(zhuǎn)矩和磁鋼成本來(lái)選擇；中間磁鋼通過(guò)參數(shù)化仿真中和磁鋼去磁能力、反電動(dòng)勢(shì)成本進(jìn)行選擇。

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The Performance Impact of Radial Parallel Permanent Magnet in Spoke-Type Permanent Magnet Synchronous Motor

Sun Shaonan Feng Guihong Li Yan ZhangBingyi

（College of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China）

The performance impact of permanent magnet size in spoke-type permanent magnet synchronous motor with low speed and high torque is studied. And the scheme of radial parallel permanent magnet with ‘工’-shape for spoke-type permanent magnet synchronous motor is proposed. With the axial length and the volume of the magnet is maintained, the influence of the magnetization length on motor performance is analyzed. With the magnetization length increased in a certain range, the analyzed result proved that the leakage coefficient and the torque fluctuation can be reduced, the back-electromotive force can be increased. However, excessive increased magnetization length will reduce the back-electromotive force with the magnetic flux area sharp decreased. On this basis, the scheme of radial parallel permanent magnet with ‘工’-shape is proposed to reduced the leakage coefficient, cogging torque and increase the electromotive force:the magnets with longer magnetization length and thinner radical size are inserted into the near air gap side and the near magnetic sleeve side magnet slot respectively to reduce the leakage coefficient; the magnet with shorter magnetization length and wider radical size is inserted between the near air gap side and the near magnetic sleeve side magnet to ensure the magnetic flux area of the magnet modest decreased. The feasibility of the proposed scheme is verified by simulation and experiment.

Spoke-type permanent magnet synchronous motor(PMSM), the size of permanent magnet, magnetization length, leakage coefficient, radial parallel permanent magnet

TM313; TM351

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.191387

2019-10-23

2019-12-23

孫少男 男，1991年生，博士，研究方向?yàn)樘胤N電機(jī)及其控制。E-mail：1063261193@qq.com（通信作者）

馮桂宏 女，1963年生，教授，研究方向?yàn)殡姍C(jī)系統(tǒng)及其控制。E-mail：fenggh@sut.edu.cn

（編輯 郭麗軍）