基于感應電動機的自起動永磁同步電動機設計

阮天虎，夏永明，潘海鵬

(浙江理工大學，浙江杭州310018)

0 引 言

感應電動機具有結構簡單、制造方便、價格低廉、堅固耐用、運行可靠、維護少、可用于惡劣環境等優點，在工農業生產中約占電氣傳動總容量80%［1］。但是，小功率感應電動機的效率較低，功率因數不高，造成大量電能浪費，因此對感應電動機進行節能改造顯得尤為重要。與感應電動機相比，稀土永磁同步電動機具有結構簡單、體積小、重量輕、效率和功率因數高等特點［2－3］。與電磁式同步電動機和三相異步電動機相比，稀土永磁同步電動機具有自身的優點。異步起動永磁同步電動機不僅繼承了感應電動機的優點(能夠直接加壓起動)，而且同時具有永磁同步電動機的特點。與普通異步電機相比，效率可高出同規格異步電動機2% ～8%，因此具有廣泛的應用前景［4－5］。

由于異步起動永磁同步電動機優異的性能，近年來越來越多的學者投入到這種電機的研究和設計中。文獻［6］研究了三種不同結構的油田抽油用異步電機，并對各種結構的性能進行比較。指出并聯式磁路結果的永磁同步電動機具有結構簡單，具有較小的齒槽轉矩的特點。文獻［7］設計了一種高效的內置式異步起動永磁同步電動機并采用時步有限元方法分析了電機的瞬態和穩態性能。文獻［8］對Y90S－4型感應電動機進行改進，采用串聯式的磁路結構，實驗結果表明雖然較感應電動機效率和功率因數有一定的提高，但是整體效率偏低。

本文對現有的2.2 kW三相感應電動機Y100L－4進行改進。采用原有定子沖片，重新設計電機轉子。并采用有限元分析軟件Ansoft對兩種電機進行分析和仿真。仿真結果表明，與感應電動機相比，異步起動永磁同步電動機具有效率和功率因數高、起動性能好的特點，節能效果明顯，有較高的實用價值。

1 轉子設計

1.1 轉子沖片的設計

參考感應電動機的設計原則，轉子沖片設計主要包括轉子槽尺寸和轉子槽數選擇。轉子沖片的設計主要包括轉子槽尺寸的設計與轉子槽數目的選擇等。異步起動永磁同步電動機的轉子起動鼠籠只在電動機起動時起作用［8－10］，同步穩定運行后，鼠籠條不切割磁場，不會產生附加損耗，因此起動鼠籠是獲得良好起動性能關鍵部分。

為適應不同場合，轉子電阻設計需要折衷考慮。由于所要設計的異步起動永磁電動機容量較小，為減小電動機轉子的漏磁系數，選用形狀簡單隔磁效果較好的半閉口梯形槽;另一方面，為使電動機具有較好的同步牽入能力，合成的轉矩－速度特性曲線需要有一定的陡度，所以設計時要盡量減小轉子電阻，且轉子槽不宜開得過淺過窄［11］。

定轉子槽配合遵循以下原則［12］:

(1)考慮轉子磁路的對稱性，轉子槽數Q2為基數的整數倍;

(2)為避免起動過程產生較強的異步附加轉矩，應使 Q2≤1.25(Q1+p);

(3)為避免產生同步附加轉矩，應使Q2≠Q1，Q2≠Q1±p，Q2≠Q1±2p;

(4)為避免單向振動力，應使Q2≠Q1±1，Q2≠Q1±1±p。

其中Q1為定子槽數，Q2為轉子槽數，p為電機極對數。考慮材料的用量，經過仿真驗證，選擇Q2=24。定轉子槽配合為36/24，電機模型如圖1所示。

圖1 永磁同步電動機結構簡圖

1.2 永磁體設計

異步起動永磁同步電動機通常采用內置式轉子結構，有三種結構形式:并聯式、串聯式和串并混聯式。在三種結構中，并聯式磁路結構優點突出:結構簡單，相鄰兩極的永磁體提供每極磁通，每極永磁體參數的磁動勢用于提供外磁路上一對極的磁壓降。因此本文采用內置式的并聯式結構，在材料上采用性能較好的釹鐵硼NdFeB35，電機的定轉子數據如表1所示。

表1 電機的設計數據

2 有限元仿真

采用準二維有限元模型建立了電機的1/4模型。采用有限元法求解之前，用三角形單元對樣機結構簡圖進行了剖分，其中氣隙部分剖分較密，模型的剖分如圖2所示。

2.1 電機的暫態分析

電動機起動時的電磁轉矩不僅包括平均轉矩，還包括脈動轉矩。為便于分析，在起動過程的某一瞬態，認為電動機該瞬間在異步轉速下穩定運行。異步起動永磁同步電動機的起動轉矩主要有兩部分組成，一是由鼠籠繞組產生的感應轉矩，二是由永磁體產生的發電制動轉矩。異步起動永磁同步電動機的轉矩曲線如圖3所示。由于發電制動轉矩會減小電機的電磁轉矩，因此希望起動時減小發電制動轉矩，減少永磁體的用量，但是這又會影響電機的穩態性能，即電機的功率因數和效率，因此設計時需綜合考慮。

圖2 電機的二維剖分

圖3 自起動永磁同步電動機的轉矩曲線

由于異步起動永磁同步電動機的永磁體會產生制動轉矩，所以起動轉矩要低于異步電機。本文采用2D時步有限元方法對電機的起動性能進行分析。電機定子繞組中通入幅值380 V、頻率50 Hz的三相平衡電壓。異步起動永磁同步電動機在不同負載情況下的起動曲線如圖4所示。感應電動機在不同負載情況下的起動曲線如圖5所示。

圖4 自起動永磁同步電動機的速度曲線

圖5 感應電動機起動曲線

由圖4可看出，異步起動永磁同步電動機起動性能良好，空載時0.1 s左右即可進入同步，在額定負載情況下0.28 s即可進入同步轉速，在2倍額定負載下0.42 s可以進入同步轉速，轉速超調小。而電機在2.2倍額定負載下會失步，轉速會劇烈震蕩，電機無法穩定運行。

由圖5可知，感應電動機的起動曲線有一定的超調，轉速在空載和額定負載下能很快穩定，整體起動時間較短，電機在2倍額定轉矩下，能夠旋轉，但是轉速達不到額定轉速，感應電動機在2.6倍負載情況下電機無法正常運行。

2.2 電機的穩態分析

異步起動永磁同步電動機的穩態分析主要包括穩態電流、效率和功率因數等，這些參數的計算可以忽略電機的起動過程而直接將電機的運行速度設置為1 500 r/min。這樣可以大大節省有限元的計算時間。圖6是異步起動永磁同步電動機的在空載和額定負載的電流相電流曲線。由圖6可見，電機在額定負載的情況下電流幅值較大，穩態時電流差別不大。

圖6 自起動永磁同步電動機相電流

由于異步起動永磁同步電動機由永磁體提供勵磁，功率因數、效率與永磁體的性能和體積有直接的關系。一般來說，增大永磁體的用量可以提供電機的功率因數和效率，但這樣會增大永磁體產生的制動轉矩，導致電機起動轉矩低，甚至無法進入同步。

為準確分析異步起動永磁同步電動機中永磁體對電機性能的影響，采用有限元分析對電機的永磁體的參數進行了優化。圖7分析了永磁體寬度對電機效率和功率因數的影響。由圖7可見，電機的效率隨永磁體寬度增加而增加。當永磁體寬度為16 mm時效率相比于15 mm時會有很大的提高。以后效率提高的幅度會減小。而永磁體寬度對電機的功率因素影響較小，但是電機的功率因數也有隨永磁體寬度增大而增大的趨勢。圖8顯示了電機的功率因數和效率隨永磁體厚度的變化的曲線。由圖8可知，永磁體厚度對電機的功率因數有較大的影響，提高永磁體厚度可以顯著地提高電機的功率因數。永磁體厚度的增加會使電機的效率有略微的增加。但是這種增加與永磁體的寬度對效率的影響相比顯得很小。永磁體體積的增加也會提高電機的反電動勢，使反電動勢與輸入電壓的比值接近于1，提高電機的功率因數。電機的電流也隨之減小，使得電機損耗減小。

圖7 永磁體寬度對效率和功率因數的影響

圖8 永磁體厚度對效率和功率因數的影響

永磁體寬度和厚度的增加會大大影響電機的起動性能，制動轉矩會隨著永磁體寬度和厚度而增加。圖9和圖10分析了電機的轉矩隨永磁體寬度的增加而變化的情況。電機的起動轉矩會隨著永磁體寬度和厚度的增加而減小。

圖9 起動轉矩隨永磁體厚度變化曲線

圖10 起動轉矩隨永磁體寬度變化曲線

2.3 電機性能比較

與感應電動機相比，永磁同步電動機的效率和功率因數較高，但是起動轉矩較感應電動機低。表2分析了Y100L感應電動機和基于其改進的異步起動永磁同步電動機的性能比較。由表2可以看出異步起動永磁同步電動機較感應電動機的額定轉矩減小約1 N·m，但是功率因數提高了11%，效率提高了10.63%。電機的性能得到很大的提高，在節能降耗的要求越來越嚴格的今天，有現實意義。

表2 電機性能對比

3 結 語

本文在對已有的三相感應電動機進行分析的基礎上，將其改造為節能的異步起動永磁同步電動機。在采用異步電機的機座、定子沖片和繞組的基礎上，僅對轉子進行設計。本文采用了2D時步有限元分析方法對電機的瞬態和穩態性能進行了分析和仿真。得出以下結論:

(1)改造得到的異步起動永磁同步電動機同原感應電動機相比，功率因數和效率提高。

(2)永磁體寬度和厚度對異步起動永磁同步電動機的性能有很大的影響，增大永磁體的用量可以改善電機的穩態性能，提高電機的功率因數和效率，但也會增大電機起動時的制動轉矩，從而使電機起動轉矩變小，在設計時要綜合考慮。

本文的研究對感應電動機改進為異步起動永磁同步電動機的設計提供了一定的理論依據，對電機的節能改造具有較高的參考價值。

［1］ 劉明基，王靖，王相鵬.超高效永磁同步電機相關設計理論與關鍵技術［C］//2008年第七屆中國電機發展論壇論文集.上海，2008:89－99.

［2］ 王秀和.永磁電機.［M］.北京:中國電力出版社，2007:191－195.

［3］ 黃蘇融.錢慧杰，張琪，等.現代永磁技術研究與應用開發［J］.電機與控制應用，2007，34(1):1 －5.

［5］ Li Weili，Zhang Xiaochen.Study of solid rotor line － start PMSM Operating Performance［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(10):4724－4727.

［6］ Ding T，Takorabet N，Sargos F M.Design and analysis of different line－start PM synchronous motor motors for oil－pump applications［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(3):1816 － 1819.

［7］ Kurihara K，Rahman M A.High － efficiency line－ start interior permanent－ magnet synchronous motors［J］.IEEE Trans.on Ind.，2004，40(3):789 －796.

［8］ Fei W，Luk P，Ma J，et al.A high － performance line － start permanent magnet synchronous motor amended from a small industrial three － phase induction motor［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(10):4724－4727.

［9］ Kim W H，Kim K C，Kim S J，et al.A study on the optimal rotor design of LSPM considering the starting torque and efficiency［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009 45(3):1808 －1811.

［10］ 符榮，竇滿峰.基于有限元的稀土永磁同步電動機起動過程仿真研究［J］.微特電機，2007(1):43 －45.

［11］ 馬雋.三相異步起動永磁同步電動機的優化設計［D］.浙江大學碩士學位論文，2007:23－31.

［12］ 王秀和，楊玉波，朱常青.異步起動永磁同步電動機－理論、設計與測試［M］.北京:機械工業出版社，2009:155－158.

［13］ 竇滿鋒，劉衛國.高效節能稀土永磁同步電機設計技術研究［J］，西北工業大學學報，2004，22(3):355 －358.

［14］ Stoia D，Antonoaie M，Ilea D，et al.Design of line start PM motors with high power factor［C］//Conf.Power Engineering，Energy and Electrical Drives，2007，24(6):342－346.