組合轉子電機穩定性和負載性能比較研究

陳學珍，陳旭武，劉 俊

(湖北理工學院，黃石435003)

0 引 言

組合轉子電機結構主要有磁障式磁阻電機、永磁輔助磁阻電機、永磁開關磁鏈電機等［1－5］，所有組合電機都具有單一電機的優點，因此吸引了國內外學者的廣泛關注。本文研究的組合電機的轉子是高密度軸向疊片各向異性和面貼式永磁段組合而成。文獻［6］研究了電機參數對組合轉子電機性能的影響。文獻［7］研究了兩段d 軸重合的組合式轉子電機空載穩定性能。文獻［8］分析了組合轉子電機在恒流控制下提高綜合性能的基本設計規律。文獻［9］分析了ALA 段和永磁段的比例關系對電機電磁阻尼系數的影響。但ALA 段d 軸和永磁段d 軸間的偏轉角α 對電機穩定性和最大負載能力的理論和實驗研究很少見。

為此，本文用小信號模型分析兩段d 軸重合(α=0°)和兩段d 軸夾角α=90°的四極組合轉子電機穩定性能;由功角特性表達式推導了兩種轉子同步電機最大電磁功率之間的關系并進行了實驗驗證。

1 電機結構和主要參數

4 極組合轉子電機的轉子截面如圖1 所示，組合轉子電機如圖2 所示，其中圖2(a)為兩段d 軸重合的轉子樣機，圖2(b)為兩段d 軸夾角α=90°的轉子樣機。兩種轉子ALA 段和SPM 段結構分別相同，只是兩段d 軸夾角α 不同。

圖2 不同偏轉角的組合轉子實物圖

圖1 ALA 段和SPM 段截面

電機的主要參數:額定功率PN=2.2 kW，額定相電壓UN=220 V，額定頻率fN=50 Hz，極對數p=2，永磁磁鏈幅值ψm=0.48 V/(rad·s－1)，直軸電感Ld，交軸電感Lq與電流的變化關系如圖3 所示。

圖3 組合式轉子電機直軸和交軸等效電感與電流關系曲線

圖3 表明組合轉子電機的直軸電感隨電流增大而減小，交軸電感隨電流的變化很小，等效電感基本不受ALA 段和SPM 段d 軸夾角α 的影響。

2 穩定性能分析

為簡便分析和計算，忽略ALA 段與SPM 段之間的漏磁影響并假設SPM 段各向同性。

組合轉子電機在d，q 坐標系下的狀態方程:

式中:B 為機械粘性摩擦阻尼系數;ψf為組合轉子電機的永磁磁鏈;ωs為同步電角速度;TL為負載轉矩;J 為電機的轉動慣量;δ 為功角。

式(1)～式(4)小擾動線性化變換矩陣A(x):

式中，下標“0”表示穩態值。

變量x 的小擾動矩陣Δx［12］:

圖4為兩種組合轉子電機在空載不同頻率下A(x)的主導特征值軌跡。根據線性系統穩定理論，α=90°的組合轉子電機全頻范圍內能穩定運行，α=0°的組合轉子電機存在不穩定頻率區。

圖4 組合轉子電機空載不同頻率下A(x)主導特征值軌跡

3 負載性能分析

組合轉子電機(α=0°)的功角特性表達式:

式(5)與傳統凸極同步電機功角特性一樣，由基本電磁功率和附加電磁功率組成。

組合轉子電機(α=90°)的功角特性表達式:

同理可得最大電磁功率:

由于Xd受飽和的影響很大，Xq基本不受飽和影響，最大負載時可近似認為式(6)中b 與式(8)中c 相等。

經過近似處理后，由式(6)和式(8)得:

顯然，α=90°的組合轉子電機與α =0°的組合轉子電機的最大電磁功率之比等于凸極比的3/2 次方。由于Ld＞Lq，所以前者的最大負載能力比后者強。

4 樣機實驗

4.1 兩種轉子電機空載起動實驗

空載起動實驗線路如圖5 所示。實驗供電變頻器是Panasonic 公司的通用變頻器M1X374BSA。

圖5 空載起動實驗線路

設置變頻器的控制方式為恒壓頻比V/f 控制，采用8 kHz 的三角波與正弦波調制輸出SPWM 調制波。通過操作變頻器面上的功能按鈕，可以實現手動升頻控制實驗，實驗數據如表1 和表2 所示。表中，f 為變頻器輸出的目標頻率，n0為變頻器輸出的目標頻率對應的同步轉速，n 為電機實際轉速，Ip為電機相電流。

表1 α=0°的組合轉子電機實驗數據

表2 α=90°的組合轉子電機實驗數據

由表1 和表2 可知，α=0°的組合轉子電機的振蕩隨著電源頻率的升高越來越顯劇［11－12］，電流也越來越大，最終導致變頻器限流保護。α =90°的組合轉子電機在15 Hz ～40 Hz 之間只出現輕微振蕩。大于40 Hz 后基本不振蕩。

圖6 為α=90°的組合轉子電機2.5 s 空載起動速度波形(α =90°的組合轉子電機由于振蕩劇烈，沒能獲得空載起動過程的速度曲線)。從圖6 可以看出，從零速到額定轉速整個空載起動過程基本不振蕩且能同步穩定運行。

圖6 α=90°的組合轉子電機起動過程的速度曲線(截圖)

4.2 兩種轉子電機負載性能實驗

組合轉子電機負載性能實驗線路如圖7 所示，直流電機作為發電機帶電阻負載運行，負載大小可以調節。通過直流電壓表和電流表來測量負載電壓U 和電流I 以獲得發電機的輸出功率。機組的空載轉矩T0:

式中:機組的機械功率Pm是在負載性能實驗之前，用直流電機拖動組合式轉子電機到某個轉速空載運行［10－12］，通過測量直流電機的電樞電壓和電流來計算機組的空載功率，然后減去直流電機的銅損可得Pm。

圖7 組合式轉子電機負載性能實驗線路圖

組合轉子電機的電磁功率Pem計算式［10］:

式中:Ωr為電機的機械角速度;Ra為直流電機的電樞電阻。

表3 和表4 分別為兩種組合轉子電機在不同轉速下最大失步負載實驗數據。表中左邊3 列數據為實測值，右邊3 列數據為計算值。比較兩表中對應數據可發現α =90°的組合轉子電機最大負載能力比α=0°的組合轉子電機強，與理論分析一致。

表3 α=0°的組合式轉子電機最大失步負載實驗數據

表4 α=90°的組合式轉子電機最大失步負載實驗數據

5 結 語

理論分析了α =0°和α =90°的組合轉子電機的空載穩定性及負載能力，得到如下結論:

(1)α =90°的組合轉子電機空載起動在全頻范圍內能同步升速至額定轉速穩定運行，α =0°的組合轉子電機存在不穩定頻率區;

(3)實驗結果與理論分析一致。表明通過改變兩段式組合轉子電機的d 軸夾角來提高電機的運行性能是有效的。

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