超高效電機雜散損耗參數帶的選取*

顧德軍， 陳偉華， 張 維， 王鴻鵠

(上海電科電機科技有限公司，上海 200063)

0 引言

在電機設計中，雜散損耗的設計系數是假定值，這個假定值與電機的測試值是接近的，不能有太大的偏差，否則會造成設計數據偏離測試值，影響設計質量。電機測試方法不同，設計中雜散損耗的設計系數也不同。以下是我國電機設計中雜散損耗的設計系數選取的幾種方法。

對于早期的Y系列電機，試驗方法采用反轉法實測雜散損耗，設計中給定的系數為雜散損耗與輸出功率比值:2極為2.5%，4極為2%，6極為1.5%。由于反轉法為高不確定度的雜散損耗測試方法，目前在主系列電機中已不采用該方法。

現行的Y系列、Y2系列、Y3系列、YX3系列電機采用按輸入功率0.5%估算雜散損耗的測試方法，雜散損耗的設計系數可直接按輸入功率比值0.5%進行計算。采用按輸入功率0.5%估算雜散損耗的測試方法，掩蓋了不同廠家電機設計與制造質量的差異，IEC60034-2-1(2007版)中已取消了該方法。

IEC60034-30標準規定:效率的測試方法要參照IEC60034-2-1(2007版)，對于IE2及以上等級效率指標的電機，必須采用低不確定度的測試方法，即美國的IEEE112B法。中國現行電機產品的性能測試方法中，其雜散損耗采用0.5%估算或反轉法測量，這兩種方法現已定為高不確定度的試驗方法，不符合IEC規定的超超高效電動機的效率測試方法要求。國內電機設計中雜散損耗作為已知輸入參數，是建立在已被IEC淘汰的兩種高不確定度測試方法(反轉法和按輸入功率0.5%估算雜散損耗)基礎上的，已不適應新的測試方法，需要重新確定。

由于超高效率電機采用新的效率測試方法，與原來的效率測試方法有了很大的區別，雜散損耗的設計系數需要重新選取。對于IEEE112B法實測電機的雜散損耗的試驗方法對設計的影響，在這方面沒有太多的經驗，需要進行大量的試驗來發現雜散損耗分布的規律，為設計提供依據。

1 附加損耗的產生原理及分類

三相異步電動機的附加損耗主要由下列各部分損耗組成:

(1)由定子繞組槽漏磁所產生的附加損耗。當定子繞組中通交流電流時，由于擠流效應的作用，使定子繞組電阻比直流電阻增大，從而使I2R損耗增大。在損耗分析法中，計算定子繞組I2R損耗時是按直流電阻計算的，因此這部分損耗的增大值計入在附加損耗中。

(2)由定子繞組端部漏抗所產生的附加損耗。指當定子繞組中通電流時，由繞組端部漏磁通在鐵心表面、端蓋及風扇等各結構部件中所產生的磁滯和渦流損耗。

(3)由氣隙諧波磁通在定轉子鐵心及轉子導條中所造成的附加損耗，這部分損耗可分為下列三種:

①表面損耗:當諧波磁場對鐵心表面發生相對運動時，就在鐵心鋼片的表面層附近產生渦流損耗和磁滯損耗，故稱為表面損耗，其中主要是渦流損耗。

②齒部脈振損耗:在異步電機中，當氣隙諧波磁場與相對部分的齒部發生相對位移時，齒部磁密的大小要發生周期性的脈動。如圖1所示，圖1(a)表示當轉子齒中心線與定子諧波磁場的最大值重合時的情況;圖1(b)表示轉子齒中心線與定子諧波磁場的零點重合時的情況，在前一種情況下，進入齒體中的磁通為最大;在后一種情況下，進入齒體中的磁通為零。當轉子齒與定子諧波磁場發生相對運動時，轉子齒體中的磁通就在此最大值與零之間脈動，因而產生渦流及磁滯損耗，稱為齒部脈振損耗。同理，轉子諧波磁通在轉子齒體中產生齒部脈振損耗。

圖1 齒部脈振損耗

③諧波電流損耗:在籠型電機中，定子諧波磁場與轉子間的相對運動在轉子中感應出諧波電流，因此產生諧波電流I2R損耗。諧波電流損耗很難通過試驗測得。

空載附加損耗中，包括由定子繞組中空載電流所產生的槽漏磁及端部漏磁所造成的附加損耗，以及由磁導諧波磁通和空載電流所產生的磁勢諧波磁通所造成的附加損耗。

負載附加損耗中，包括由定子繞組及轉子繞組中負載電流部分所產生的槽漏磁、端部漏磁和氣隙諧波磁通所造成的附加損耗。

雜散損耗一般都很難準確地計算，一般設計時，都是考慮根據以往的經驗給一個假定值。雜散損耗設計系數是電磁設計中一項十分重要的參數，必須對原型樣機用選擇確定的新測試方法反復測試驗證后確定準確的雜散損耗設計輸入參數，為設計提供依據。

2 實測雜散損耗測試方法

IEEE 112B法是通過測出電機的輸入和輸出功率以及定子銅耗、轉子鋁(銅)耗、鐵耗、機械耗，輸入功率減輸出功率得出電機的總損耗ΣP，再以總損耗ΣP減各項已知的損耗，就得出電機的雜散損耗。通過對不同負載點下測得的雜散損耗值進行線性回歸分析，得出線性回歸方程，可以求得電機額定負載點的雜散損耗。從測量電機雜散損耗的基本原理上講，IEEE112B法沒有作任何理論上的假定和測定中模擬，用此法測出的是電機真正的各項附加損耗的總和。IEEE112B法對測量儀表的精度要求較高，同時對測量的技術和實際操作過程中的技巧要求較高。

IEC 60034-2-1與IEEE112B實測雜散損耗方法基本一致，首先采用從總損耗中減去傳統損耗得出剩余損耗，然后做出不同負載下轉矩和剩余損耗線性回歸曲線而得出雜散損耗。二者差別在于雜損耗曲線擬合的相關系數上，IEEE 112給出的相關系數是0.9，而 IEC給出的相關系數是0.95。

兩種方法雖然都給出了用直接法確定雜散損耗的推薦值，都不符合超高效率電機的試驗要求，但對設計超高效電機初期階段可以作為參考。兩種標準給出的雜散損耗推薦值均為輸入或者輸出功率的函數，IEC 60034-2-1給出的推薦是輸入功率的函數，其推薦值可按式(1)～式(3)來計算;而IEEE 112給出的推薦值為輸出功率的函數，其推薦值如表1所示。將式(1)～式(3)和表1做成圖2所示的兩種標準方法給出的雜散損耗推薦值曲線圖。

式中:PLL——雜散損耗值;

P1——輸入功率;

P2——輸出功率。

表1 IEEE 112雜散損耗推薦值

圖2 雜散損耗推薦值

從圖2可看出:IEC給出的每個功率等級都有一個推薦值，且隨功率等級呈線性下降;而IEEE112B是根據某個功率段給定推薦值，對于開發的超高效電機使用范圍為0.75～375 kW，僅有兩個推薦值，即90 kW以下為1.8%，90 kW以上為 1.5%。

3 確定參數帶

3.1 確定原則及現有電機測試分析

首先，重點研究電機雜散損耗和效率測試的不確定度評價技術，研究低不確定度雜散損耗和效率的測試技術和自動化測試系統，并對現有電機進行大量的測試，初步根據IEEE 112B推薦的不同功率和極數電機的雜散損耗變化趨勢，采用最小二乘法擬合出雜散損耗隨功率變化曲線，作為超高效電機設計的輸入參數。在樣機試制后，再用這套測試系統驗證輸入雜散損耗的合理性。驗證后，再將得出的雜散損耗數值作為電機設計新的輸入值，進行電機設計。如此循環多次，最終得出較為精確的雜散損耗設計輸入值。由于在這方面沒有太多的經驗，需要進行大量的試驗來發現雜散損耗分布的規律，為設計提供依據。如圖3所示。

為此，測試整理了53臺50 Hz電機采用IEEE112B法實測雜散損耗的數據。不同功率等級電動機雜散損耗與額定功率的比值如圖4所示。

通過圖4可看出，按IEEE112B法實測電機雜散損耗與額定功率的比值隨著功率的增大逐漸減小，這與IEC推薦值的趨勢相同。上述測試數據中，部分規格雜散損耗的比例偏高，這主要是由于我國現行的Y、Y2、Y3、YX3等系列電機采用按輸入功率0.5%估算雜散損耗的測試方法，廠家對實際雜散損耗的控制沒有重視，導致電機的雜散損耗值偏高。根據對以上測試數據分析，并結合IEC推薦值，初步確定了雜散損耗的設計輸入值進行電機設計。

圖3 合理確定雜散損耗范圍技術路線

圖4 電機雜散損耗與額定功率的比值

3.2 最小二乘雜散損耗測試數據曲線擬合分析

在前期初始給定雜散損耗值下，試制了256臺頻率為50 Hz的電機。由于試驗儀器以及人為的誤差，測試結果不可避免的出現噪點，對雜散損耗的測試數據進行了最小二乘法曲線擬合分析。

根據IEC推薦值公式，假定要逼近的函數為

式中:y——雜散損耗按輸入功率折算系數;

x——額定輸入功率;

a0、a1——假定系數。

由于上面指數曲線為非線性，假定 x'=log10x，得到式(5):

將xi代入式(5)，可以得到相應的值。但是，按照式(5)與實測數據yi不一定相同，而可能存在一定的誤差 δi，即

最小二乘法就是使式(7)最小:

根據多元函數求極值的定理，系數a0、a1應滿足以下聯立的方程:可以得到:

解此聯立方程，得出待定系數a0、a1，由于樣機數量大，計算量巨大。采用MATLAB解此矩陣方程，求出了雜散損耗系數與輸出功率的擬合直線，將此實測擬合曲線與IEC、IEEE推薦值做同一張圖，便于分析比較。如圖4所示。

圖5 實測雜散損耗擬合曲線

通過圖5可看出，實測電機雜散損耗與輸入功率的比值擬合曲線隨著功率的增大線性減小，這與IEC60034-2-1中推薦值的趨勢是一致的。總體而言，在 0.75～315 kW 功率范圍段，按IEEE112B法實測電機雜散損耗值比IEC推薦值低，且實測擬合曲線斜率小于IEC推薦值曲線。IEC可能考慮到電機的附加損耗與電磁設計和加工工藝有很大關系，不同設計、不同工藝的同一規格電機的附加損耗可能有很大差別，所給的推薦值有一定余量。采用IEC推薦值法方便，但會犧牲部分效率。因此，采用IEC推薦值進行系列設計，會導致電機有效材料增加。

3.3 確定超高效電機設計輸入雜散損耗參數帶

對典型樣機采用IEEE112B法實測電機雜散損耗，測試結果與設計參數對比，確定輸入雜散損耗的合理性，對不合理的雜散損耗設計參數重新調整，按圖3的技術路線重新進行上述循環測試。以下是部分規格典型樣機進行循環試驗，測試結果如表2所示。

表2 部分規格樣機循環試驗數據

經大量的循環試驗和數據分析，確定了功率范圍為0.75～375 kW電機雜散損耗參數帶，4極電機不同功率的雜散損耗推薦值、設計值、修正值和試驗值的數據對比圖，如圖6所示。

圖6 雜散損耗給定值

從圖6可看出，經過修正的設計輸入值比IEC推薦值和IEEE112更加接近實測值，給定的雜散損耗設計系數基本合理，可指導超高效電機系列設計的電磁設計工作。

4 結語

電磁設計中，雜散損耗的設計系數的選取是一項十分復雜和重要的工作，也是電機行業的一項基礎工作。IEC60034-30要求對高效及以上的電機采用低不確定度實測方法進行測試。隨著試驗方法的改變，對設計與制造質量要求更高。

本文介紹了雜散損耗的產生原理及分類，介紹并比較了兩種實測雜散損耗方法差異，參考兩種標準測試方法雜散損耗推薦值，并結合現有大量樣機的測試，采用最小二乘法擬合雜散損耗系數曲線，根據擬合曲線作為雜散損耗設計輸入值，進行樣機循環測試并修正系數。試制結果表明，確定的雜散損耗參數帶合理可行，可用來指導系列超高效電機電磁設計工作。但是，考慮到雜散損耗與槽配合、氣隙、定子三圓以及工廠的工藝水平關系密切，在具體設計中還需根據參數帶的數據適當調整。

［1］IEC 60034-2-1，Rotating electrical machines-Part2-1:Standard methods for determining losses and efficiency from tests(excluding machines for traction vehicles)［S］.2007.

［2］IEEE Std 112TM—2004，Standard test procedure for polyphone induction motors and generators［S］.2004.

［3］何仁斌.MATLAB6工程計算及應用［M］.重慶:重慶大學出版社，2001.