航空中频自起动永磁同步电机的设计与试验(4)

电动机作为利用电磁感应原理，实现电能与机械能之间能量转换的电磁机械装置，广泛应用于各类航空机载设备中。目前，飞机燃油系统中油泵和环控系统中压气机的驱动电机大多采用普通交流异步电动机，相比于普通交流异步电动机，自起动永磁同步电机具有以下优点:（1）体积小、重量（质量）轻、结构简单、功率密度高、有自起动能力；（2）在25%～120%负载范围内都具有较高的效率和功率因数，减小了相应的线路损耗和定子铜耗，轻载时节能效果更加明显；（3）正常工作时转子绕组中不存在电阻损耗，定子绕组中较少有或几乎不存在无功电流，使电机温升降低；（4）减少了飞机电网中无功电流的流通，降低了机载供电电源的容量；（5）电机转速只与供电频率有关，不存在交流异步电动机中转差率的问题，尤为适合定速传动的场合。鉴于自起动永磁同步电机的显著优势，众多文献对其进行了研究。例如，参考文献[1]～[4]分别从不均匀气隙结构、分数槽绕组、绕线转子以及盘型磁钢结构方面对自起动永磁电机的设计方法进行了研究；参考文献[5]对自起动永磁电机最小转矩的确定方法进行了研究；参考文献[6]～[8]从初始状态、导条材料以及起动冲击电流和转矩的场路耦合分析方面对电机起动性能进行了研究；参考文献[9]对自起动永磁同步电机不同转子磁路结构进行了对比研究；参考文献[10]从综合考虑起动转矩与牵入转矩时转子电阻优化设计方法方面进行了分析。然而上述研究基本都集中在工频50Hz供电条件下自起动永磁同步电动机的设计方法、起动性能计算和磁极形状优化等方面，对航空领域115V/400Hz中频供电条件下该种电机的设计分析鲜有报道。为此，本文提出了航空中频自起动永磁同步电机方案，分析了115V/400Hz这一特殊供电条件下该种电机定子、转子和永磁体等方面的设计特点，设计了一台10kW、6 极、8000r/min航空自起动永磁同步电机方案，并进行了电磁场有限元建模分析。最后研制了一台样机，并搭建试验台对其进行了试验研究。1 设计方案1.1 定子设计自起动永磁同步电动机定子冲片设计可参考普通交流异步电动机定子冲片设计方法。考虑到转子永磁体安装的方便，该电机设计中采用定子斜槽方式，而不采用交流异步电动机通常选用的转子斜槽方式。表1 电机主要性能参数Table 1 The main parameters of motor参数额定电压/V额定频率/Hz额定转速/（r/min）极对数额定功率/kW额定电流/A数值200 400 8000 3 10≤46参数额定转矩/（N·m）额定效率/%功率因数起动电流/A起动转矩/（N·m）重量/kg数值11.9≥84.5≥0.79＜200≥9≤13根据接口要求，电机定子冲片外径确定为148mm，定子槽数为54槽，采用平行齿结构。电枢绕组采用双层叠绕组，每极每相槽数q=3，线圈跨距y=8。设计出的电机定子冲片如图1所示。图1 定子冲片Fig.1 Punching plate of 转子设计在定子冲片尺寸确定的基础上，气隙长度选为0.3mm，对转子冲片进行设计。在定、转子槽配合方面，自起动永磁同步电机选取原则与交流异步电动机存在一定差别。通常该种电动机的转子槽数在定、转子槽配合选用原则容许的范围内被选为电机极数的整数倍。综合考虑转子电阻以及槽数对电动机起动性能的影响，本方案中电机转子槽数选为36槽，即每一极对应的转子槽数为6槽。在转子槽形设计方面，考虑到转子空间限制且棒材导条加工和嵌放的便利，转子槽形设计为矩形。为了适应不同场合对电动机性能的要求，转子电阻大小的设计需要折中考虑:转子电阻取值较大时，电动机在低起动电流下即可产生较高的起动转矩，然而如果转子电阻设计的过大，会使电机难以牵入同步；反之，如果转子电阻取值较小，电动机的牵入同步能力也较强，但缺点是起动电流会比较大。综合考虑电机起动电流限制要求和起动性能的需要，转子导条和端环的材料均选取为黄铜。综上，设计出的采用内置V 形转子磁路结构的电机转子冲片如图2所示。图2 转子冲片Fig.2 Punching plate of rotor1.4 永磁体设计航空电机通常具有可靠性高、功率密度高等特点，因此从永磁材料温度稳定性和化学稳定性方面考虑，航空电机一般选用磁性能好且温度系数低的钐钴永磁材料。对于内置径向式转子磁路结构永磁体尺寸可以近似地由式（1）、式（2）确定[11]:2 有限元仿真分析在电机方案设计的基础上，采用有限元软件建模，分别对其进行了空载、满载和起动性能电磁场仿真分析。（1）空载性能仿真电机空载仿真结果如图3～图5所示。从图3～图5仿真结果可以看出，电机漏磁较少，磁密分布合理，空载反电势有效值为108.1V，计算误差为6.67%，齿槽转矩的有效值为0.7157N·m，占额定转矩的比例为6%，误差在允许范围之内，基本满足设计要求。（2）满载性能仿真电机满载仿真结果如图6 所示。从图6 仿真结果可以看出，电机运行在额定负载状态时，除局部点有饱和外，电机定子最大磁密在1.6T左右，设计基本合理。（3）起动性能仿真图3 空载磁密云图Fig.3 The magnetic density distribution of no-load图4 空载反电动势Fig.4 The back EMF waveform of no-load图5 齿槽转矩Fig.5 The cogging torque电机起动性能仿真结果如图7～图9所示。从图7～图9仿真曲线可以看出，带额定负载条件下，电机能够顺利起动到同步速运行，起动时间约为150ms，电机起动过程中的最大电流为180A 左右，额定运行时电机的电流为33A 左右，满足初始设计要求。3 试验研究3.1 样机研制图6 额定负载磁密云图Fig.6 The magnetic density distribution of full-load图7 转速曲线Fig.7 The speed curve图8 转矩曲线Fig.8 The torque curve在电机方案设计和电磁场仿真分析基础上，研制了一台航空中频自起动永磁同步电机样机，样机实物如图10所示。经测量，样机重量为12. 样机试验通过搭建试验台，分别对样机进行了起动性能测试和负载性能测试。电机试验台如图11 所示。试验条件均为常温、常压。（1）起动性能测试图9 起动电流曲线Fig.9 The starting current curve图10 航空中频自起动永磁同步电动机样机实物Fig.10 The prototype of aeronautical intermediate frequency line-start PMSM图11 电机试验台Fig.11 The motor test-bed由于自起动永磁同步电机起动转矩是随着转子角度不同而发生变化，对于6 极电机来说，转子每一极对应的机械角度为60°。试验中，以12°为间隔，在一个周期内共测试了5 个位置点的参数，测得的工程样机起动电流和起动转矩见表2。从表2试验数据可知，一个周期内工程样机最小起动转矩为9.268N·m，对应起动电流为144.5A，满足初始设计要求。（2）负载性能测试试验中，工程样机通过115V/400Hz中频电源供电，电机稳定运行在额定转速8000r/min，通过控制试验台测功机给电机施加负载，并测量电机由1.35TN逐步降到空载过程中每个负载点的性能参数，测得的电机功率因数和效率随负载率变化关系曲线如图12所示，电机额定点性能参数见表3。表2 电机起动性能测量数据Table 2 The measurement data of motor starting performance位置角/（°）起动转矩/（N·m）起动电流/A 位置角/（°）起动转矩/（N·m）起动电流/A 0 36 48 9.268 9.829 144.5 149.7 12 24 10.301 10.493 9.992 158.4 160.1 153.2图12 功率因数和效率随负载率变化曲线Fig.12 The curves of power factor and efficiency with load rate表3 电机额定点性能测量数据Table 3 The measurement data of rated-load motor performance参数额定电压/V额定频率/Hz额定转速/（r/min）输入电功率/kW输出机械功率/kW数值200 400 8000 10.889 10.055参数额定电流/A额定转矩/（N·m）额定效率/%功率因数过载倍数数值37.92 12.0 92.33 0.839 1.35通过上述试验数据可以看出，研制出的航空中频自起动永磁同步电机工程样机实测性能参数完全满足电机初始性能要求，且部分技术指标远高于要求参数，这也验证了所提方案和设计方法的合?仿真与测试结果对比在前述研究的基础上，本节分别从起动性能和负载性能两方面将样机的仿真分析结果与试验结果进行对比分析。（1）起动性能样机起动性能的仿真与测试结果对比见表4。从表4中对比数据可以看出，与稳定情况相比，在动态性能方面，仿真与测试结果误差较大。究其原因，主要是因为动态性能仿真过程中无法考虑实际情况存在的电源电压波动、试验台系统惯量等因素。表4 电机起动性能仿真与测试结果对比Table 4 Comparison between simulation and test results of motor starting performance性能参数起动电流/A起动转矩/（N·m）仿真176.2 12.483测试144.5 9.268误差/%17.9 25.6（2）负载性能样机效率和功率因数随负载率变化仿真与测试曲线对比如图13所示。从图13可见，样机效率和功率因数随负载率变化曲线的仿真和测试结果变化规律基本一致，只是效率和功率因数仿真值略高于测试值，造成这种结果的原因主要考虑是由材料的真实特性与理论特性的差异引起，误差在可接受范围内，满足工程要求。图13 效率和功率因数随负载率变化仿真与测试曲线对比Fig.13 Comparison between simulation and test curves of efficiency and power factor with load rate4 结论针对航空领域115V/400Hz 中频电源供电条件下自起动永磁同步电动机的研究空白，本文提出了航空中频自起动永磁同步电动机方案，并从定子设计、转子设计和永磁体设计等方面分析了该种电机的设计特点。最后研制了一台10kW、6极、8000r/min的样机，通过有限元仿真分析和样机试验验证了设计方案的合理性。研究内容为中频电源供电条件下该类电机的设计积累了一定的经验与参考依据，也为自起动永磁同步电机在航空领域的下一步应用奠定了基础。参考文献［1］ 陈垒.不均匀气隙结构异步起动永磁同步电机优化设计与退磁分析[D].合肥:合肥工业大学， design and demagnetization analysis of nonuniform air gap line-start permanent magnet synchronous motor[D].Hefei:Hefei University of Technology,2017.(in Chinese)［2］ 张汉允，上官璇峰.分数槽自起动永磁同步电机的设计研究[J].微电机，2011，44(5): Hanyun, Shangguan Xuanfeng. 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