一种交替极切向励磁游标永磁电机的分析与设计
发布时间：2021-08-06 06:37
提出一种新型带连接桥交替极切向励磁的游标永磁电机用以提升高极比（转子极对数与定子绕组极对数之比）切向励磁游标永磁电机的转矩密度。新型拓扑转子轭部表面均匀分布多个"h"形由连接桥和主齿组成的转子齿,切向励磁的永磁体插入转子齿中。连接桥为主磁场提供磁通路径,避免主磁通以"之"字形来回穿梭在气隙中,还可以减小气隙磁阻,削弱磁障效应,从而增大气隙磁通密度,提升电机的反电动势和转矩密度。此外,新型拓扑永磁体极性相同,磁钢用量减少一半,降低了电机成本。该文首先说明磁障效应产生的原因并介绍新型电机拓扑结构和工作原理;然后分析主要参数对转矩性能的影响;最后通过有限元仿真对比传统拓扑和新型拓扑电磁性能,结果表明,在相同体积与热负荷下,新型拓扑具有更高的转矩密度和更低的磁钢用量。
【文章来源】：电工技术学报. 2020,35(15)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
定子裂比对平均转矩的影响Fig.4Influenceofthesplitratioonaveragetorque
第35卷第15期梁子漪等一种交替极切向励磁游标永磁电机的分析与设计3175分别为仅定子开槽时气隙磁导函数常数项和基波幅值；Λr0和Λr1分别为仅转子开槽时气隙磁导函数常数项和基波幅值；θs为定子坐标系中某一位置与A相绕组轴线之间的角度；θr为转子坐标系中某一位置与转子轴线之间的角度。切向励磁的永磁体磁动势表达式为[19]r1rr2arrmF()Fcos(p)Fcos(pp)（4）式中，F1和F2分别为rp对极和ap对极永磁磁动势谐波幅值；θm为定子、转子轴线相对位置。从式（4）可以看出，切向励磁的永磁体磁动势存在两项：第一项是只与转子位置有关的不变分量，第二项是与定子、转子相对位置有关的振荡分量。这与径向励磁的永磁体磁动势表达式不同。空载气隙磁通密度表达式为grconvrsmodusrssrs()(,)=[cos()][cos()][cos()]BFtBptBZptZpt（5）convs0r01s1r02012gBFF（6）modus1r01s0r02012gBFF（7）将式（3）和式（4）相乘可以得到空载气隙磁通密度，式（5）中的第一项rp对极磁通密度幅值为Bconv，可由式（6）计算得到，主要是由rp对极的励磁磁动势与仅定子开槽时气隙磁导函数的常数项Λs0作用产生，这种相互作用普遍存在于常规切向励磁永磁同步电机中，并不蕴含磁场调制效应。第二项Zs±rp对极磁通密度幅值为Bmodu，可由式（7）计算得到，主要是由仅定子开槽时气隙磁导函数的基波磁导Λs1引入的磁场调制效应所致。值得注意的是：切向励磁的永磁体励磁磁动势中的振荡分量F2
176电工技术学报2020年8月特别地，在新型SA-VPM电机中，相同极性的永磁体通过连接桥和转子轭部连接，能显著减小励磁磁动势的振荡分量F2，从而增大Bconv和Bmodu值，并为少极工作谐波磁场提供磁通路径。下面用图2b说明连接桥的作用。不同于传统的SA-VPM电机，新型SA-VPM电机的主磁通经过定子轭部，未反复穿梭气隙，而从连接桥和转子轭部直接形成通路，大大减小了气隙磁阻，使得新型SA-VPM电机的少极工作磁通密度有较大提升，从而提高了电机的空载反电动势和转矩密度。图3为新型SA-VPM电机不同转子位置的空载磁力线分布，以定子槽数为12、转子极对数为11、电枢绕组极对数为1的新型SA-VPM电机模型为例。图3a和图3b对比，转子旋转了8.18°机械角度（即1/4转子极距），而定子磁场轴线旋转了90°机械角度，因此小的转子位移带来了大的定子磁场变化，这种运行原理就是磁场调制原理，也称为磁齿轮效应。此外，由图3可知8.18°的转子位移导致定子磁场轴线顺时针旋转90°，所以新型SA-VPM电机极比为90/8.18=11，满足转子极对数与电枢绕组极对数之比的定义。图3新型SA-VPM电机不同转子位置时磁场分布Fig.3FluxdistributionoftheproposedSA-VPMmachineatdifferentrotorposition4优化设计由于游标永磁电机特殊的工作原理，即磁场调制原理，新型SA-VPM电机的齿-槽结构不仅提供磁通路径，还起到“极数变换器”的作用。因此气隙结构（包括极槽配合、定子裂比、定子槽开口比率）和永磁体尺寸（包括永磁体厚度和极弧）对其电磁性能影响较传统永磁电机更为显著。为确保优化设计的准确性，一些重要参数如定子外
【参考文献】：
期刊论文
[1]基于子域法的游标混合电机电磁性能解析计算[J]. 杨玉波,刘国鹏,陈鹏,杨小童. 电机与控制学报. 2019(09)
[2]考虑电压稳定性和充电服务质量的电动汽车充电站规划[J]. 程杉,吴思源,孙伟斌. 电力系统保护与控制. 2019(07)
[3]低速大转矩永磁直驱电机研究综述与展望[J]. 鲍晓华,刘佶炜,孙跃,吴长江. 电工技术学报. 2019(06)
[4]考虑边端效应的双边直线永磁游标电机模型预测电流控制[J]. 陈晓,赵文祥,吉敬华,陶涛,薛瑞. 电工技术学报. 2019(01)
[5]新型永磁游标电机的设计与研究[J]. 谢颖,黑亮声,华邦杰,张晓明,张岩. 电机与控制学报. 2019(02)
[6]基于调磁块阵列的永磁游标电机研究[J]. 李岱岩,白保东,杨晨,陈德志. 电工技术学报. 2018(S2)
[7]永磁游标电机的研究现状与最新进展[J]. 林鹤云,张洋,阳辉,房淑华,黄允凯. 中国电机工程学报. 2016(18)
[8]聚磁式场调制永磁风力发电机工作原理与静态特性[J]. 李祥林,程明,邹国棠,李顺. 电工技术学报. 2014(11)
博士论文
[1]新型永磁游标风力发电机设计与分析研究[D]. 张洋.东南大学 2016
本文编号：3325272
【文章来源】：电工技术学报. 2020,35(15)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
定子裂比对平均转矩的影响Fig.4Influenceofthesplitratioonaveragetorque
第35卷第15期梁子漪等一种交替极切向励磁游标永磁电机的分析与设计3175分别为仅定子开槽时气隙磁导函数常数项和基波幅值；Λr0和Λr1分别为仅转子开槽时气隙磁导函数常数项和基波幅值；θs为定子坐标系中某一位置与A相绕组轴线之间的角度；θr为转子坐标系中某一位置与转子轴线之间的角度。切向励磁的永磁体磁动势表达式为[19]r1rr2arrmF()Fcos(p)Fcos(pp)（4）式中，F1和F2分别为rp对极和ap对极永磁磁动势谐波幅值；θm为定子、转子轴线相对位置。从式（4）可以看出，切向励磁的永磁体磁动势存在两项：第一项是只与转子位置有关的不变分量，第二项是与定子、转子相对位置有关的振荡分量。这与径向励磁的永磁体磁动势表达式不同。空载气隙磁通密度表达式为grconvrsmodusrssrs()(,)=[cos()][cos()][cos()]BFtBptBZptZpt（5）convs0r01s1r02012gBFF（6）modus1r01s0r02012gBFF（7）将式（3）和式（4）相乘可以得到空载气隙磁通密度，式（5）中的第一项rp对极磁通密度幅值为Bconv，可由式（6）计算得到，主要是由rp对极的励磁磁动势与仅定子开槽时气隙磁导函数的常数项Λs0作用产生，这种相互作用普遍存在于常规切向励磁永磁同步电机中，并不蕴含磁场调制效应。第二项Zs±rp对极磁通密度幅值为Bmodu，可由式（7）计算得到，主要是由仅定子开槽时气隙磁导函数的基波磁导Λs1引入的磁场调制效应所致。值得注意的是：切向励磁的永磁体励磁磁动势中的振荡分量F2
176电工技术学报2020年8月特别地，在新型SA-VPM电机中，相同极性的永磁体通过连接桥和转子轭部连接，能显著减小励磁磁动势的振荡分量F2，从而增大Bconv和Bmodu值，并为少极工作谐波磁场提供磁通路径。下面用图2b说明连接桥的作用。不同于传统的SA-VPM电机，新型SA-VPM电机的主磁通经过定子轭部，未反复穿梭气隙，而从连接桥和转子轭部直接形成通路，大大减小了气隙磁阻，使得新型SA-VPM电机的少极工作磁通密度有较大提升，从而提高了电机的空载反电动势和转矩密度。图3为新型SA-VPM电机不同转子位置的空载磁力线分布，以定子槽数为12、转子极对数为11、电枢绕组极对数为1的新型SA-VPM电机模型为例。图3a和图3b对比，转子旋转了8.18°机械角度（即1/4转子极距），而定子磁场轴线旋转了90°机械角度，因此小的转子位移带来了大的定子磁场变化，这种运行原理就是磁场调制原理，也称为磁齿轮效应。此外，由图3可知8.18°的转子位移导致定子磁场轴线顺时针旋转90°，所以新型SA-VPM电机极比为90/8.18=11，满足转子极对数与电枢绕组极对数之比的定义。图3新型SA-VPM电机不同转子位置时磁场分布Fig.3FluxdistributionoftheproposedSA-VPMmachineatdifferentrotorposition4优化设计由于游标永磁电机特殊的工作原理，即磁场调制原理，新型SA-VPM电机的齿-槽结构不仅提供磁通路径，还起到“极数变换器”的作用。因此气隙结构（包括极槽配合、定子裂比、定子槽开口比率）和永磁体尺寸（包括永磁体厚度和极弧）对其电磁性能影响较传统永磁电机更为显著。为确保优化设计的准确性，一些重要参数如定子外
【参考文献】：
期刊论文
[1]基于子域法的游标混合电机电磁性能解析计算[J]. 杨玉波,刘国鹏,陈鹏,杨小童. 电机与控制学报. 2019(09)
[2]考虑电压稳定性和充电服务质量的电动汽车充电站规划[J]. 程杉,吴思源,孙伟斌. 电力系统保护与控制. 2019(07)
[3]低速大转矩永磁直驱电机研究综述与展望[J]. 鲍晓华,刘佶炜,孙跃,吴长江. 电工技术学报. 2019(06)
[4]考虑边端效应的双边直线永磁游标电机模型预测电流控制[J]. 陈晓,赵文祥,吉敬华,陶涛,薛瑞. 电工技术学报. 2019(01)
[5]新型永磁游标电机的设计与研究[J]. 谢颖,黑亮声,华邦杰,张晓明,张岩. 电机与控制学报. 2019(02)
[6]基于调磁块阵列的永磁游标电机研究[J]. 李岱岩,白保东,杨晨,陈德志. 电工技术学报. 2018(S2)
[7]永磁游标电机的研究现状与最新进展[J]. 林鹤云,张洋,阳辉,房淑华,黄允凯. 中国电机工程学报. 2016(18)
[8]聚磁式场调制永磁风力发电机工作原理与静态特性[J]. 李祥林,程明,邹国棠,李顺. 电工技术学报. 2014(11)
博士论文
[1]新型永磁游标风力发电机设计与分析研究[D]. 张洋.东南大学 2016
本文编号：3325272
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