變頻壓縮機電動機沖片退火對鐵損性能變化的實驗研究

錢建忠 李家頌 倪海林 王 釗

（加西貝拉壓縮機有限公司，浙江 嘉興 314006）

壓縮機作為一個高精度高要求的機電產品，其中電動機部份又被稱為其“心臟”，是電能轉換成機械能的重要部件。電動機性能直接影響了壓縮機的整機性能，如何有效提升電動機性能和降低制造及工藝成本是一項重點和難點。電動機鐵心一般用一定厚度的無取向硅鋼片沖切成要求的沖片并層疊成形，在沖剪成定轉子沖片的制程中，鋼帶受到剪切力等作用使沖片局部產生塑性變形，硅鋼片受到機械應力和應變的影響，從而使得電動機沖片沿分離線1mm左右的邊緣磁疇會引起破壞、晶格會發生畸變、晶粒會產生彎曲等情況[1]。定轉子硅鋼沖片的導磁性能會惡化、鐵心鐵損會升高、磁感會降低，另外沖片的槽口受沖剪邊緣效應的影響，磁阻會增大，等效于氣隙長度加大，致使勵磁電流升高，電動機功率因數下降；同時齒部的磁密增加，電動機的鐵損也會增加，最終會使電動機的效率和性能下降[2]。一般電動機廠家采用對定轉子沖片進行退火蘭化的熱處理方式，以達到消除內應力，恢復改善材料原有的磁性能，蘭化膜起到表面防銹功能。而要進行退火處理需要將已沖切成型的定轉子沖片放到熱處理爐里進行加熱處理，一般退火處理要加熱到近 800℃的高溫，這就需要花費較大的能源和時間。而隨著國民經濟的發展和綠色低碳環保要求的不斷提升，變頻壓縮機的應用也日益廣泛，永磁交流同步或永磁無刷直流等電動機技術也已較為成熟應用于變頻壓縮機中。對于一般只在 50Hz工頻運行的固定頻率工作的壓縮機，其電動機的極對數又相對要少[3]，而變頻壓縮機電動機的極對數就要多些，其運行頻率一般有超過100Hz的變化范圍，而變頻壓縮機在實際工作中會有較多時間在高頻率高轉速下工作。針對這個實際情況，需要進一步分析電動機在各頻率點的磁感鐵損值，通過對比退火硅鋼片與未經退火處理的電動機鐵心的鐵損磁感等的差異分析，結合電動機效率及變頻壓縮機整機性能等多方面來評價其綜合性能與工藝成本的關系。

1 影響鐵損因素的理論研究

1.1 鐵損同頻率間的關系

所謂電動機鐵損是指將硅鋼片處于交變的磁場中磁化下所消耗的鐵心功耗，一般以單位重量內的功率損耗進行度量。根據Bertotti等人提出的當鐵磁性材料在交變磁場的作用下，磁性材料所產生損耗發熱的不同鐵心損耗分離理論，進而進行分離疊加后，求得鐵磁材料總的損耗值。鐵損一般包括三部分，即磁滯損耗、渦流損耗、附加損耗[4]。

1）磁滯損耗。當磁性材料存于交變的磁場經反復磁化作用，引起磁性由于磁疇的反復翻轉，材料內部摩擦發熱所消耗的能量即為磁滯損耗。

2）渦流損耗。交變的磁通在金屬中會感應電動勢，由于該電動勢產生的電流稱為渦流，由渦流引起的損耗稱為渦流損耗。

3）附加損耗。磁性材料工作中所消耗的其他能量稱為附加損耗。

電動機鐵損組成為

式中，FeP 為單位重量內的鐵心總損耗（W/kg）；hP為單位重量內的磁滯損耗（W/kg）；eP為單位重量內的渦流損耗（W/kg）；exP 為單位重量內的附加損耗（W/kg）。

針對式（1）通過展開進一步細化，可以變換為

式中， Kh為磁滯損耗系數，f為頻率（Hz），B為正弦波磁密幅值（T），α為可變系數， Ke為渦流損耗系數， Kex為附加損耗系數。

在式（2）中第一項是磁滯損耗值，其磁滯損耗Ph同頻率的一次方和磁密幅值B的α次方成正比；第二項是渦流損耗值，其渦流損耗 Pe同頻率的二次方和磁密幅值B的二次方成正比；而第三項是附加損耗值 Pex，其附加損耗 Pex同頻率f的 1.5次方和磁密幅值B的1.5次方成正比[5]。

這3個 Kh、 Ke、 Kex都是與磁性材料的性能有關的可變系數。因為相對這3個可變系數中的第三個 Kex值要小得多，在很多情況下可以忽略不計，所以電動機的鐵損又可簡化為

一般電動機中所采用的無取向硅鋼片，定轉子沖片厚度均較為薄，在工作頻率不是很高情況下，如50Hz工頻或幾百Hz以下，通常取可變系數取值范圍在1.6～2.2間，一般根據理論和實踐取可變系數2α=是有一定準確性的，因此電動機鐵損又可簡化為

對于式（4）中的不同材料的磁滯損耗系數hK ，當磁導率μ不變或者變化不是很大時，可用式（5）表示，即

也就是說，磁滯損耗系數 Kh同磁導率μ間近似成反比關系。其中ρFe表示硅鋼片的密度。

而對于式（4）中的不同材料的渦流損耗系數Ke，可用式（6）表示，即

也就是說，渦流損耗系數eK同電阻率ρ間成反比關系，用Feρ表示硅鋼片的密度，ρ表示硅鋼片的電阻率[6]。

通過上述的公式推導，結合電動機的鐵損理論分析，由式（4）可以知道磁滯損耗hP與頻率 f的一次方成正比，渦流損耗eP與頻率 f間是二次方的關系。當頻率 f增大時，總的電動機鐵損FeP 和磁滯損耗hP、渦流損耗eP都會隨著增大，而渦流損耗eP會隨頻率f成倍增加。頻率的影響相比渦流損耗的增加值要大于磁滯損耗的增加值，也就是說，磁滯損耗增加速度會小于渦流損耗的增速。從磁滯損耗和渦流損耗的相對比例來看，對于低頻率段，渦流損耗遠小于磁滯損耗，但到了高頻率段后，因頻率成二次方關系的影響，磁滯損耗反過來會遠小于渦流損耗。

1.2 磁導率同頻率間的關系

除了上述電動機鐵損與頻率間成正比關系外，還不應忽視頻率對磁導率所產生的影響，因此需要掌握在不同所用頻率下的材料磁化特性。磁感應強度同磁化頻率間成反比關系，即隨著磁化電流頻率的降低，磁感應強度會升高，而磁化電流頻率升高，磁感應強度就會下降。當采用磁感應強度相對比較高的磁性材料時，在電動機設計時可以忽略工作頻率對電動機性能的影響。一般來說，頻率對磁感應強度的影響也只發生于磁化電流出現拐點的以下部位[7]。

對于沖切成型的定轉子硅鋼沖片進行退火處理的目的主要是促進電動機硅鋼沖片中在高溫下晶粒重新組合生長，恢復晶體顆粒的有序排列，達到消除因沖剪過程中所產生的內應力，晶粒組合長大后達到降低磁滯損耗的作用，但同時晶粒長大也會使渦流損耗增加[8]。對于固定工頻的感應電動機，在頻率稍低情況下電動機的鐵心鐵損中磁滯損耗占主導地位[9]。因此，從對電動機鐵心的鐵損、磁感同頻率間關系的研究，在鐵心不同熱處理方式后進行不同頻率段的對比測試，值得進行相關研究和實驗。針對此研究，進行了退火蘭化與不退火只蘭化處理變頻機的電動機鐵心、定轉子和壓縮機整機不同頻率段的鐵損值對比測試。

2 定子鐵心的鐵損測試

對于一般生產定頻壓縮機電動機的廠家來說，通常只使用在工頻下的硅鋼片導磁性能檢測的設備。為了能達到電動機定子鐵心在不同頻率下的磁性指標，我們采購了根據愛潑斯坦方圈測試原理適用于變頻的專用硅鋼片及鐵心電磁性能測試的設備[10]（如圖1所示）。選用某一型號的變頻壓縮機電動機，使用高速沖床將硅鋼片沖壓疊片成定轉子鐵心，各取十套分別跟蹤進行熱處理，其中十套只進行表面蘭化未經過退火處理工序，使用此臺專用測試設備測得在 45Hz/80Hz/100Hz/150Hz/250Hz/400Hz的頻率下，磁感應強度又稱磁通密度分別從0.2T一直到2T時對應的鐵心鐵損曲線，如圖2所示。從圖2中可以看到，在45Hz（因使用的變頻穩壓電源限制只能測到最低為 45Hz，選用更好的電源可測更低頻率）的頻率段，不退火處理的定子鐵心鐵損比退火處理的定子鐵損值要高；而在高頻率段且磁通密度達到 1.5T時，不退火處理的定子鐵心鐵損值同退火處理的定子鐵心鐵損比較接近，但在磁通密度超過 1.6T后，不退火處理沖片鐵心鐵損值就要比退火處理鐵心的鐵損低，這樣電動機性能會相對要優些。

圖1 電動機鐵心磁性測試專用裝置

圖2 不同頻率磁感下定子鐵心鐵損對比

3 變頻電動機的效率測試

將上述試驗中的經退火處理及不退火只進行蘭化處理的定子鐵心，按正常生產工藝分別制造成某型號變頻壓縮機的定子，搭配同一個轉子，使用電動機測功機進行電動機效率的對比測試，其測試值平均結果如圖 3所示。由圖 3可知，在約 60Hz（1800r/min左右）之前，退火處理定子電動機效率比不退火只蘭化處理的定子效率稍高些，但在中高速的 80Hz后鐵心只蘭化不退火的電動機效率則要好些。

圖3 某型號電動機在各轉速下其效率平均值對比

4 變頻壓縮機的整機性能測試

選取經退火蘭化處理的定轉子及只經過表面蘭化不退火處理的電動機分別裝配成某型號的變頻壓縮機，在量熱計上按照《GB/T 9098—2008 電冰箱用全封閉型電動機-壓縮機》標準規定測試壓縮機性能，進行 53.3Hz/80Hz/100Hz/150Hz多個頻率段的整機性能對比測試，對比實驗平均值結果如圖4所示。由圖4可知，在低轉速下退火處理的定子電動機效率比不退火處理的電動機性能稍好，而在80Hz、100Hz和150Hz時則只進行表面蘭化不退火處理鐵心的變頻壓縮機整機性能要優些。這樣匹配到冰箱制冷系統其能耗同樣會得到提升。

圖4 某型號變頻壓縮機在各頻率段的性能平均值對比

5 結論

本文只針對某型號的變頻壓縮機電動機進行了退火處理與不退火處理的對比實驗測試，如選用極對數更多及硅鋼片厚度更薄的沖片，根據理論研究對比實驗結果將會更加明顯。變頻壓縮機的電動機啟動運行是通過變頻板來控制的，電動機運行轉速由低到高變化范圍較大，且其極對數比定頻壓縮機要多，因為不退火只進行蘭化處理的硅鋼片較退火蘭化處理的硅鋼片在高頻率時渦流損耗相對要低，使得總的電動機鐵心鐵損下降明顯，這樣會對電動機的效率、壓縮機的性能以及冰箱等制冷設備的能效產生較好的提升，達到高效節能的效果。因此如對于在冰箱上經常處于高轉速運行的變頻壓縮機來說，電動機鐵心可采用不退火只進行蘭化處理即可提高電動機性能降低功耗，而且可以降低生產制造成本和縮短熱處理時間，減少工序有效提升效能。這對于考慮綜合性能及成本因素的電動機制造廠家來說，在電動機產品的設計和工藝布局上，提供了有效的實驗支撐。

[1] 陳世坤. 電動機設計[M]. 北京： 機械工業出版社,1982.

[2] 張冠生. 電器理論基礎[M]. 北京： 機械工業出版社,1989.

[3] 王寶齡. 電磁電器設計基礎[M]. 北京： 國防工業出版社, 1989.

[4] 張俊杰, 李琳, 劉蘭榮, 等. 進入硅鋼疊片內的漏磁通和附加損耗的模擬實驗與仿真[J]. 電工技術學報,2013, 28(5)： 148-153.

[5] 劉光偉, 趙新剛, 張鳳閣, 等. 高速永磁爪極電機鐵耗與空氣摩擦損耗計算[J]. 電工技術學報, 2015,30(2)： 148-154.

[6] 陳萍, 唐任遠, 佟文明, 等. 高功率密度永磁同步電機永磁體渦流損耗分布規律及其影響[J]. 電工技術學報, 2015, 30(6)： 1-9.

[7] 王永鑫, 金立軍, 莊火庚, 等. 不同頻率下電磁吸力的影響[J]. 低壓電器, 2008(1)： 18-21.

[8] Kolondzovski, Zlatko, Arkkio, et al. Power limits of high-speed permanent-magnet electrical machines for compressor applications[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion. 2011.

[9] Nam H, Ha K H, Lee J J, et al. A study on Iron loss analysis method considering the harmonics of the flux density waveform using Iron loss curves tested on Epstein samples[J]. IEEE Transactions on Magnetics,2003, 39(3, 1)： 1472-1475.

[10] Guo Youguang, Zhu J, Lu Haiyan, et al. Core loss calculation for Soft magnetic composite electrical machines[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2012,48(11)： 3112-3115.