少稀土組合磁極Halbach永磁同步電機優化設計*

初 秋， 車 爽， 李春艷

(黑龍江大學 機電工程學院，黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引 言

永磁同步電機(PMSM)具有功率密度高、效率高、結構簡單和易于調速等優點，廣泛應用在各行業[1-3]。稀土永磁材料作為一種不可再生的戰略資源，是我國高科技領域的關鍵材料之一。傳統PMSM多采用稀土永磁材料。然而，隨著國家對稀土永磁材料監管力度的加大，稀土永磁材料需求量的日益增長等多方面原因的影響，近年來稀土永磁材料價格大幅上漲[4-6]。為了降低PMSM對稀土永磁材料的依賴性。近年來，少稀土PMSM引起國內外眾多專家學者的興趣和關注，并進行了大量的研究工作。少稀土PMSM采用稀土永磁材料和非稀土永磁材料共同勵磁。通過對兩種永磁材料合理設計，降低稀土永磁材料用量[7-8]，達到電機所需的性能指標。文獻[9]提出一種隔磁橋式雙層外轉子結構永磁電機。轉子外層采用弧形鐵氧體永磁材料，內層置入釹鐵硼永磁材料。該電機采用串聯磁路，通過與基準永磁電機對比，進行有限元分析和樣機試驗驗證，該電機有效減少稀土永磁材料的用量，增加了電機的輸出轉矩。文獻[10]提出一種帶有容錯齒的少稀土永磁電機，提出的兩種電機模型，在同時使用單層集中繞組和容錯齒的條件下，通過分析該電機永磁體串聯結構和并聯結構得出結論，并聯結構永磁電機，可有效降低轉矩脈動，具有較高的電磁轉矩，而串聯結構永磁電機，具有相對較小的電磁轉矩。兩種結構永磁電機均具有較高容錯性能。通過對比可知該電機在并聯磁路具有更好的容錯性。文獻[11]提出一種將Halbach陣列和組合型磁極相結合的具有容錯性能的永磁電機。通過在轉子結構中添加鐵氧體磁環以改善電機性能，通過對比發現，該電機可有效降低齒槽轉矩和電機總諧波畸變率，但該電機整體電磁轉矩略有減小。可見，研究少稀土PMSM結構和控制方法對擺脫稀土永磁材料的依賴以及降低制造成本具有十分重要的意義和價值。

本文主要提出一種少稀土組合磁極Halbach PMSM，其中轉子磁鋼采用釹鐵硼永磁材料和鐵氧體永磁材料。Halbach陣列具有單邊聚磁特性，能夠提供較高的氣隙磁通密度，采用Halbach陣列的PMSM有利于實現PMSM高功率密度和轉矩密度，因此少稀土組合磁極Halbach PMSM轉子引入Halbach陣列。本文設計電機基本結構，采用單參數掃描法以電機電磁轉矩、轉矩脈動和齒槽轉矩為標準，對電機參數進行優化，采用定子斜槽對齒槽轉矩進一步優化，并利用有限元進行分析，驗證該電機理論分析設計的合理性。

1 Halbach陣列及電機結構

1.1 Halbach陣列

與傳統表貼式電機相比，采用Halbach陣列，可改善氣隙磁密波形的正弦度，提供相對較大的氣隙磁通密度基波幅值，降低齒槽轉矩及轉矩脈動。Halbach陣列還具有單邊聚磁特性，可使電機氣隙磁場一側相對增強，提高電機效率[12]。可通過改變每極永磁體塊數、永磁體充磁方向以及永磁體厚度等，優化電機電磁性能。圖1(a)為采用組合磁極Halbach PMSM轉子結構及永磁體充磁方向示意圖。如圖1(b)所示，每個磁極由組合而成的主磁極和兩側輔磁極組成，充磁角度為θi，表達式如下：

圖1 Halbach永磁體結構及充磁方向

θi=(1±p)×θ

(1)

式中：θi為第i塊永磁體的充磁角度；p為電機極對數；θ為第i塊永磁體幾何中線與橫坐標的夾角；“+”和“-”分別對應外轉子和內轉子結構。

1.2 電機結構

本文提出少稀土組合磁極Halbach PMSM，以設計達到與稀土PMSM相同的轉矩輸出能力為目標的前提下降低電機的制造成本，擺脫對稀土永磁材料的依賴，在電機應用上具有良好的經濟價值。少稀土組合磁極Halbach PMSM的結構模型圖如圖2所示。

圖2 電機結構圖

該電機采用4極36槽雙層繞組結構。

轉子磁鋼采用稀土釹鐵硼和非稀土鐵氧體兩種永磁材料共同勵磁。采用Halbach陣列，主磁極為雙層磁鋼，上層磁鋼采用高磁能積的釹鐵硼永磁材料，下層磁鋼采用價格低廉的鐵氧體永磁材料。利用Maxwell建立電機模型，少稀土組合磁極Halbach PMSM的額定參數如表1所示。

表1 電機額定參數

該電機在空載條件下磁場分布如圖3所示，其中圖3(a)為該電機在空載條件下的磁密云圖，圖3(b)為該電機在空載條件下的磁力線分布圖。可以看出該電機磁通密度在合理范圍內，定子和轉子處磁密基本不超過1.5 T，最大磁密為1.61 T左右，初步驗證了該電機磁路結構的合理性。

2 電機的優化設計

2.1 電機優化設計目標及方法

電磁轉矩、齒槽轉矩、轉矩脈動作為表示電機性能的重要指標，為該電機的優化標準。選擇合適的轉子結構參數是優化電機的關鍵，將每極永磁體塊數、永磁體充磁角度、永磁體材料和永磁體厚度這4個參數作為該電機的優化對象。采用單參數掃描法分析優化電機的轉矩性能。

2.2 每極永磁塊數對轉矩性能的影響

在兩種永磁體用量分別相同的前提下，分析每極永磁體塊數對轉矩性能的影響。將主磁極雙層磁鋼結構原則上作為一塊永磁體分析，根據式(1)求出每一磁極下不同塊數永磁體對應的充磁角度。在額定負載條件下對取每極永磁體塊數2～5塊進行分析，不同永磁體塊數對轉矩性能的影響，如圖4所示。

圖4 每極永磁體塊數對轉矩性能的影響

由圖4可以看出，隨著每極永磁體塊數的增加，電磁轉矩隨之增大。轉矩脈動和齒槽轉矩先減小后增大。由圖5可知，在永磁體體積相同的條件下，每極永磁體分塊可降低其渦流損耗。但每極永磁體塊數的增加，會導致永磁體生產、電機加工和安裝難度增加等問題。可以看出當每極永磁體塊數為3塊時，此時充磁角度為30°，轉矩脈動和齒槽轉矩達到最低點，此時電磁轉矩滿足少稀土組合磁極Halbach PMSM額定轉矩需求。

圖5 每極永磁體塊數對渦流損耗的影響

2.3 永磁材料充磁角度對轉矩性能的影響

為了進一步驗證充磁角度對轉矩性能的影響，保持每極永磁體塊數為3塊不變，改變輔磁極充磁角度，在0°～90°之間，每隔10°取一個值。得到永磁體充磁角度對少稀土組合磁極Halbach PMSM轉矩性能的影響，如圖6所示。

圖6 永磁體充磁角度對轉矩性能的影響

從圖6可知，隨著充磁角度的增大，電磁轉矩呈現下降趨勢。轉矩脈動和齒槽轉矩隨充磁角度的變化先減小在增大。可以看出該電機轉矩性能在20°～40°呈現相對理想狀態。

2.4 永磁材料對轉矩性能的影響

當鐵氧體材料固定時，選取N30、N35、N40、N45、N50這5種不同的稀土釹鐵硼材料，分析不同釹鐵硼材料對轉矩性能的影響情況，如圖7所示。可以看出當釹鐵硼材料變化時，隨著釹鐵硼材料性能的加強，電磁轉矩、轉矩脈動、齒槽轉矩均隨之增加。這是因為永磁材料性能越好，剩磁和矯頑力越大，永磁體每極提供的磁鏈越多。由PMSM的轉矩方程可知，永磁體提供的每極磁鏈越多，永磁轉矩越大，越有利于提高電機的電磁轉矩。釹鐵硼材料的主要性能如表2所示。

表2 釹鐵硼材料主要性能

圖7 釹鐵硼材料對轉矩性能的影響

保持釹鐵硼材料不變，鐵氧體材料分別選取Y20、Y25、Y30、Y35、Y40、Y43這6種材料，分析不同鐵氧體材料對轉矩性能的影響情況，如圖8所示。隨著鐵氧體材料的性能變化，電磁轉矩增大，而轉矩脈動和齒槽轉矩隨之減小。鐵氧體材料的主要性能如表3所示。

表3 鐵氧體材料主要性能

圖8 鐵氧體材料對轉矩性能的影響

2.5 永磁材料厚度對轉矩性能的影響

保持永磁體材料、永磁體外徑不變的條件下，分析在相同充磁角度下永磁體厚度對電機轉矩性能的影響。

保持鐵氧體厚度不變，釹鐵硼厚度變化范圍在2～6 mm，每隔1 mm取一個值進行分析。釹鐵硼厚度對電機轉矩性能的影響如圖9所示。可以得知，隨著釹鐵硼厚度的增加，電磁轉矩隨之增加，在釹鐵硼厚度到達4 mm后達到微飽和狀態，之后釹鐵硼厚度增加，電磁轉矩緩慢增大。轉矩脈動和齒槽轉矩均隨著釹鐵硼厚度的增加而隨之增大。

圖9 釹鐵硼厚度對轉矩性能的影響

保持釹鐵硼材料厚度的固定，鐵氧體厚度變化范圍在5～13 mm，每隔2 mm取一個值進行分析。鐵氧體厚度對電機轉矩性能的影響，如圖10所示。可以看出，隨著鐵氧體厚度的增加，電磁轉矩先增加，鐵氧體厚度在9 mm附近處達到峰值，之后鐵氧體厚度增加電磁轉矩緩慢減小，轉矩脈動隨著鐵氧體厚度的增加而變大，鐵氧體厚度對齒槽轉矩的影響不大，可以看出隨著鐵氧體厚度增加齒槽轉矩整體上略有下降。

圖10 鐵氧體厚度對轉矩性能的影響

3 斜槽優化設計

以上分析可知電機齒槽轉矩為200 mN·m，電機額定轉矩為4.77 N·m，齒槽轉矩約占額定轉矩的4.1%。為進一步降低電機齒槽轉矩，采用電機定子斜槽結構。直槽時定子槽傾斜0°，選取定子斜槽角度在2°～8°范圍變化時分析直槽和不同斜槽角度對齒槽轉矩的影響如圖11所示，直槽和斜槽時齒槽轉矩波形圖如圖12所示。

圖11 斜槽角度對齒槽轉矩的影響

圖12 斜槽0°、6°、8°時齒槽轉矩對比

定子斜槽角度在2°～8°范圍內，斜槽角度越大，齒槽轉矩越小。選取斜槽角度為6°時，齒槽轉矩為60.8 mN·m，約占額定轉矩的1.27%。與直槽時200 mN·m相比，數值上齒槽轉矩下降了70%，達到了較好的優化結果，更有利于電機的平穩運行。

分析直槽和不同斜槽角度對額定負載運行時的電磁轉矩以及額定負載電磁轉矩波動的影響，分別如圖13和圖14所示。直槽和斜槽對應的負載電磁轉矩圖如圖15所示。

圖13 斜槽角度對額定負載時電磁轉矩的影響

圖14 斜槽角度對額定負載時轉矩脈動的影響

圖15 斜槽0°、6°、8°時電磁轉矩對比

定子斜槽角度在2°～8°范圍內，隨著斜槽角度的增加，電磁轉矩微降，電磁轉矩波動也更小。選取斜槽角度為6°時，電磁轉矩為4.92 N·m，與直槽4.97 N·m相比，電磁轉矩數值上下降了0.8%，此時電磁轉矩仍能夠達到輸出轉矩的要求。負載轉矩脈動從直槽時的6.4%下降到了斜槽角度6°時的3.5%，脈動數值上下降了45%。結合齒槽轉矩和負載電磁轉矩及波動綜合考慮，優化后的斜槽角度選取為6°。

4 有限元磁場分析

通過對電機的優化設計，確定了該電機的基本結構參數，利用有限元軟件對該電機磁場進行仿真分析，電機的結構參數和仿真分析結果如表4所示。

表4 電機結構參數

4.1 過載和退磁分析

利用有限元對電流進行參數化掃描，從1.0 p.u.額定電流開始每增加0.5 p.u.為一步，得到電機電磁轉矩對應輸入電流的變化曲線，如圖16所示。電流從1.0 p.u.額定電流上升到3.0 p.u.，電磁轉矩與電流呈線性增長，可以看出電機具有較高過載能力，滿足電機的設計需求。

圖16 電磁轉矩隨電流變化曲線

電機在過載電流時的鐵氧體磁密分布圖如圖17所示。已知Y40鐵氧體的退磁曲線拐點磁密約為0.11 T，磁密低于此拐點則認為該永磁體出現不可逆退磁。由圖17(a)可知，在過載電流達到額定電流的1.5 p.u.時，鐵氧體邊緣處磁密為0.12 T不存在退磁，從圖17(b)中看出當過載電流達到額定電流的3.0 p.u.時，鐵氧體在邊緣處磁密為0.08 T，有小范圍退磁。電機整體退磁情況符合設計的需求。在實際生產中，該電機一般工作在額定電流，最大電流應限制小于3.0 p.u.的額定電流。

圖17 過載下永磁體磁密分布圖

4.2 電磁性能分析

圖18為優化后該電機額定轉速運行時空載反電動勢波形圖。電機空載反電動勢幅值為294 V，有效值為186 V。圖19為優化后該電機空載情況下氣隙磁密變化波形圖。

圖18 空載反電動勢波形

圖19 氣隙磁密波形

少稀土組合磁極Halbach PMSM在額定轉速運行時負載電磁轉矩波形如圖20所示。該電機在額定轉速下運行能夠輸出的額定負載電磁轉矩平均值為4.92 N·m，電機空載摩擦轉矩按電機額定負載轉矩的3%估算，空載摩擦轉矩約為0.14 N·m，得出輸出機械轉矩為4.78 N·m。換算為機械功率750.5 W，滿足額定輸出功率的要求。該電機的轉矩脈動為3.5%，電機運行平穩。

圖20 額定負載轉矩波形

5 結 語

本文提出一種新型少稀土組合磁極Halbach PMSM。該電機主磁極采用釹鐵硼和鐵氧體共同勵磁，輔助磁極采用鐵氧體勵磁。少稀土組合磁極Halbach PMSM在達到普通稀土PMSM相同功率的條件下能夠降低稀土永磁材料的用量。減少了傳統PMSM對稀土永磁材料的依賴，同時通過對電機轉子結構的優化、有限元仿真驗證了該電機的電磁性能及該電機結構的合理性。