永磁同步電機畢業(yè)設計

永磁同步電動機的電磁設計與分析摘要永磁同步電動機(PMSM)是一種新型電機，永磁同步電動機具有結構簡單、體積小、重量輕、損耗小、效率高等優(yōu)點，和直流電機相比，它沒有直流電機的換向器和電刷等缺點。和異步電動機相比，它由于不需要無功勵磁電流，因而具有效率高，功率因數高，轉矩慣量大，定子電流和理、發(fā)展趨勢，以異步起動永磁同步電動機為例，詳細介紹了永磁同步電動機的電磁設計，主要包括額定數據和技術要求，主要尺寸，永磁體計算，定轉子沖片設計，繞組計算，磁路計算，參數計算，工作特性計算，起動性能計算，還列舉了相應的算例。還通過Ansoft軟件的Rmxprt模塊對永磁同步電動機了性能分析，得出了效率、功率、轉矩的特性曲線，并且分別改變了電機的三個參數，得出這些參數對電機性能的影響。又通過場分布計算，求出了電流、轉矩曲線和電機的磁力線、磁通密度分布圖。關鍵詞永磁同步電動機；電磁設計；性能分析哈爾濱理工大學學士學位論文PMSM(Permanent-MagnetSynchronousMotor)isanewtypeofmotor,whichhastheadvantagesofsimplestructure,smallvolume,lightweight,lowforeground,workingprinciple,developmenttrend,takingasynchronousstartpermanentmagnetsynchronoustechnicalrequirements,maindimensions,permanentmagnetcalculation,rotorcalculation,performancecalculation,calculationofstartingperforcharacteristiccurveofeffi-1-哈爾濱理工大學學士學位論文2-摘要 IAbstract 1.1課題背景 1.2永磁電機發(fā)展趨勢 1.3本文研究主要內容 第2章永磁同步電動機的原理 72.1永磁材料 2.1.1永磁材料的概念和性能 2.1.2釹鐵硼永磁材料 82.2永磁同步電動機的基本電磁關系 C2.2.1轉速和氣隙磁場有關系數 92.2.2感應電動勢和向量圖 2.2.3交直軸電抗及電磁轉矩 第3章永磁同步電動機的電磁設計 3.1永磁同步電機本體設計 3.1.1永磁同步電動機的額定數據和主要性能指標 3.1.2定子沖片和氣隙長度的確定以及定子繞組的設計 3.1.3轉子鐵心的設計 3.2永磁同步電動機本體設計示例 3.2.1額定數據及主要尺寸 3.2.2永磁體及定轉子沖片設計 3.2.3繞組計算 3.2.4磁路計算 3.2.5參數計算 3.2.6工作特性計算 3.2.7起動特性計算 3.3小結 第4章永磁同步電動機的性能分析及磁場分析 4.1永磁同步電動機的性能分析 4.1.1永磁同步電動機性能曲線 4.1.2重要參數的變化對性能的影響 4.2永磁同步電動機的磁路分析 4.2.1永磁同步電動機的模型 4.2.2在AnsoftMaxwell2D中運行后的結果圖 結論 致謝 參考文獻 4永磁同步電動機(PMSM)具有體積小、效率高、功率因數高、起動力矩大、力能指標好、溫升低等特點。永磁同步電機的運行原理與電勵磁同步電機相同，但它以永磁體提供的磁通代替后者的勵磁繞組勵磁，使電機結構更為簡單。近年來，永磁材料性能的改善以及電力電子技術的進步，推動了新原理、新結構永磁同步電機的開發(fā)，有力地促進了電機產品技術、品種及功能的發(fā)展，某些永磁同步電機已形成系列化產品，容量從小到大，已達到兆瓦級，應用范圍越來越廣；其地位越來越重要，從軍工到民用，特殊到一般迅速擴大，不僅在微特電機中占優(yōu)勢，而且在電力推進系統(tǒng)中也顯示出了強大的生命力。永磁同步電機以其效率高、功率大、結構簡單、節(jié)能效果顯著等一系列優(yōu)點在工業(yè)生產和日常生活中逐步得到廣泛應用。尤其是近年來高耐熱性、高磁性能釹鐵硼永磁體的成功開發(fā)以及電力電子元件的進一步發(fā)展和改進，目前正向超高速、高轉矩、大功機，特別是稀土永磁電機具有結構簡單，運行可靠，體積小，質量輕，損耗小，效率高，電機的形狀和尺寸可以靈活多樣等顯著優(yōu)點。與傳統(tǒng)的同步電動機相比較，采用永磁體既簡化了電機的結構、實現(xiàn)了無刷化，提高范圍極為廣泛，幾乎遍及航空航天、國防、工農業(yè)生產和日常生活的各個領域[3。新型永磁材料的出現(xiàn)大大促進了永磁同步電機的發(fā)展，同時也解決了制約稀土永磁電機發(fā)展的共性關鍵技術，其中之一就是改進永磁體加工工藝、提高材料利用率、降低成本，使用率提高20%,加工費降低50%4]。日本1965年就開始研制電動車，于1967年成立了日本電動車協(xié)會5。從1996年，豐田汽車公司的電動機RAV4就采用了東京電機公司的插入式永磁同步電機作為驅動電機，最大功率50kW,最高轉速1300r/min到本田公2001年推出的燃料電池試驗車FCX-V4的驅動電機最高功率為研究。在電動車驅動電機的選擇上，不同國家各有側重：英國、法國偏重于永磁無刷直流電機，德國偏重于開關磁阻電機。德國第三代奧迪混合電動車驅動電機采用了永磁同步電機。其最高轉速為12,500r/min,最大輸出功率32kW。美國的電動車開發(fā)比日本晚。在美國，感應電機的設計及其控制策略的發(fā)展較為成熟，所以電動車驅動電機還主要以感應電機為主。美國兩個最高車速分別為72km/h和56km/h的短程混合電動公交車上也采用了永磁同步電機作為驅動電機1.2永磁電機發(fā)展趨勢 永磁電機向大功率、高轉速、高力矩、高效率同時質輕發(fā)展。目前永磁同步電機廣泛應用于電動汽車、有軌無軌機車、航空航天、電梯、家用電器、航海等領域，開發(fā)出高功率、高轉速、高力矩、高效率、質輕的永磁同步電機，可見對節(jié)能環(huán)保、高效高質量服務等方面具有很大的推動作用，這也是永磁同步電機的發(fā)展趨勢。高功率：德國西門子公司于1986年完成了1100kW,230r/min機電一體化的交流永磁同步推進電機；另外1760kW永磁同步推進電機裝于U-212潛艇試用，其長度和有效體積與傳統(tǒng)的直流推進電機相比減少很多。目前研制的永磁同步電動機最大功率為14MW,轉速150r/min,用于Siemens公司和Schotel公司聯(lián)合生產的SSP吊倉式電力推進系統(tǒng)[7]。高轉速：超高速電機典型產品如美國通用電氣公轉速為23000r/min的航空用起動發(fā)電機和日本的1000kW,轉速為15000r/min的釤鈷永磁同步發(fā)電機。超高速電機在旋轉時有很大的離心力，為使永磁體和其他材料不致于飛散，需要采取機械加固種高效節(jié)能產品，平均節(jié)電率高達10%以上，專用稀土永磁電機的節(jié)電率可高達15%~20%。美國GM公司研制的釹鐵硼永磁起動電機與老式串激直流起動電機相比，不僅重量由原來的6.21kg降低到4.2kg,體積減少了1/3,而且效率提高了45%。在水泵、風機、壓縮機需要無級變頻調速的場合，異步變頻調速可節(jié)電25%左右，而永磁變頻調速節(jié)電率高達30%以上間；竇滿鋒等回提出了油田抽油機專用稀土永磁同步電機的設計方法，研5%,功率因數提高13%,起動轉矩提高50%。在油田抽油機上使用節(jié)能效果明顯等等。國外提高電動磁性材料和工藝，以降低鐵耗；(3)合理設計通風結構和選用高性能軸承，降低機械損耗；(4)通過改進設計和工藝，降低雜散損耗。國外已開發(fā)出高效同步電機。美國提出將電動機推至極限，將生產超高效電動機。我國沈陽工業(yè)大學開發(fā)的超高效稀土永磁電機永磁電機的輕型化、微型化、高功能化、專業(yè)化、微型化。航空航天產品，電動車輛、數控機床，計算機、視聽產品、醫(yī)療器械、便攜式光機電一體化產品、電梯等，都對電機提出體積小、重量輕，不同性能側重點都提出了嚴格的要求；醫(yī)療微型機器、管道檢修機器人等等都對微型化電機提出了挑戰(zhàn)；宇航設備、宇宙空間的機械手、原子能設備的檢查機器人和半導體制造裝置等特殊環(huán)境下工作的電動機，需要使用高溫電動機和高真空電動機。已開發(fā)的150W、轉速3000r/min,工作在200～300℃高溫和133.3*0?Pa真空度環(huán)境下的三相四極永磁電動機，直徑105mm、長145mm,采用高溫特性好的Smm,采用高溫特性好的S通用電機占有量占20%,而我國正好相反。專用電機是根據不同負載特性20%,可見20%,可見一體化電機驅動系統(tǒng)對整一體化建模和控制，構一體化驅動系統(tǒng)。高性能、高檔永磁同步工業(yè)等制造業(yè)的高速發(fā)展，數控機床在裝備制專業(yè)電機的節(jié)能潛力和高功能匹配性。動力傳動個動力傳動系統(tǒng)(電機、減速齒輪、傳動軸)進行建高性能、高可靠性或高精度的電機伺服系統(tǒng)高性能、高檔永磁同步電機伺服系統(tǒng)隨著我國航空航天、汽車、船舶、電站設備和國防通過使用神經網絡以速度和力矩作為輸入，正交軸電流作為輸出達到最優(yōu)效率的永磁同步電機控制永磁同步電機漏磁大、結構復雜的缺陷。高性能的電伺服系統(tǒng)大多采用永磁同步型交流伺服電動機，控制驅動器多采用快速、準確定位的全數字位置伺服系統(tǒng)。典型生產廠家如德國西門子、百格拉，美國科爾摩根和日本松下、三菱及安川等公司[13]1.3本文研究主要內容本文主要研究永磁同步電動機的本體設計，先掌握永磁同步電動機的原理，在此基礎上對一臺30kW容量的永磁同步電動機進行設計，并對其1)論述永磁同步電動機的原理，包括永磁材料的特點，永磁同步電2)說明永磁電動機的本體設計，并對一臺30kW的永磁同步電動機進行設計，包括對永磁同步電動機的永磁體設計，定、轉子沖片設計，繞組計算，磁路計算，參數計算，工作特性計算和起動性能計算，得出了永3)用Ansoft軟件的Rmxprt模塊對永磁同步電動機進行性能分析，得到了永磁同步電動機的功率因數、電流、效率、轉矩的特性曲線，分別改得出這些參數對永磁同步電動機性能的影響。用Ansoft軟件Maxwell2D的瞬態(tài)模塊進行磁場計算，得到永磁同步電動機的模型、剖分面、轉矩曲線和電流曲線，不同時刻的磁力線分布圖和磁通密度分布圖。第2章永磁同步電動機的原理 永磁材料又稱硬磁材料”。永磁材料的主要磁性能指標是：剩磁、矯頑力、內稟矯頑力、磁能積。我們通常所說的永磁材料的磁性能，指的就是這四項。永磁材料的其它磁性能指標還有：居里溫度、可工作溫度、剩磁及內稟矯頑力的溫度系數、回復導磁率、退磁曲線方形度、高溫減磁性能以及磁性能的均一性等。除磁性能外，永磁材料的物理性能還包括密度、電導率、熱導率、熱膨脹系數等；機械性能則包括維氏硬度、抗壓強度、沖擊韌性等。此外，永磁材料的性能指標中還有重要的一項，就是表面狀態(tài)及其耐腐蝕性能。永磁材料具有寬磁滯回線、高矯頑力和高剩磁。圖2-1,磁滯回線寬的為永磁材料，磁滯回線窄的為軟磁材料[14]圖2-1磁滯回線化，可得到多個大小不等的磁滯回線，如下圖2-2所示。將各磁滯回線的頂點連接起來，所得到的一條曲線稱為基本磁化曲線或稱為平均磁化曲圖2-2基本磁化曲線2.1.2釹鐵硼永磁材料釹鐵硼永磁材料是近年來發(fā)展起來的第三代稀土永磁材料，具有高磁能積、高矯頑力、高機械強度等優(yōu)點，但目前尚存在溫度系數大和使用溫釹鐵硼永磁材料是1983年問世的高性能永磁材料[15]。釹鐵硼永磁的主要成分是Nd?Fe?B,是目前磁性能最強的永磁材料。它的最大磁能積可達398kJ/m3,為鐵氧體永磁材料的5~12倍、鋁鎳鈷永磁材料的3~101000kA/m,能吸起相當于自身重量640倍的重物。由于不含鈷且釹在稀土釹鐵硼永磁的居里溫度低，為310到410°C,溫度穩(wěn)定性較差，剩磁溫度系數為(0.095~0.15)%/K,矯頑力溫度系數為-(0.4~0.7)%/K,通常常溫下退磁曲線下部發(fā)生彎曲，若設計不當，易發(fā)生不可逆退磁。釹鐵硼廣泛應用在永磁電機中，稀土永磁材料產量的三分之一以上用來制造各種永磁電機，永磁電機的優(yōu)點是省銅、省電、重量輕、體積小、比功率高。電動自行車電機、電腦驅動電機、車床等的行速與轉速的測量電機、電梯的曳引機電機、麻將電機、冰箱空調電機、風力發(fā)動電機、汽車發(fā)動電機哈爾濱理工大學學士學位論文9--(1)轉速穩(wěn)態(tài)運行是，永磁同步電動機的轉速取決于電源頻率f和電機極對數p,即n與定子旋轉磁場的轉速相同，(2)計算極弧系數基波磁場是實現(xiàn)機電能量轉換的基礎。在永磁同步電動機中，可以認為空載氣隙磁場是帶有諧波的平頂波，計算極弧系數α?直接影響到基波幅值的大小。極弧系數為(3)空載氣隙波形系數在永磁同步電動機中，忽略齒槽影響，空載氣隙磁密波形可以近似為矩形波，其幅值為氣隙磁密波形系數定義為空載氣隙磁場中基波磁密幅值與氣隙磁密最(4)電樞反應磁密波形系數哈爾濱理工大學學士學位論文--(5)電樞反應系數電樞反應磁動勢為正弦波，勵磁磁動勢為方波，兩者的波形不同，求合成磁場時，通常將電樞反應磁動勢折算到相應的勵磁磁動勢。折算的原則是：折算后產生的基波磁密相同。Kad,交軸電樞反應磁動勢折算到勵磁磁動勢時應乘以交軸電樞反應系數(6)空載漏磁系數的計算式中：φ。為永磁體產生的穿過空氣氣隙進入定子的那部分磁通；永磁體產生的在轉子內部閉合的那部分磁通。2.2.2感應電動勢和向量圖(1)感應電動勢定子繞組每相空載感應電動勢的有效值為與直軸電樞電抗之間滿足哈爾濱理工大學學士學位論文氣隙合成磁場在定子每相繞組中的感應電動勢Es為圖2-2永磁同步電動機的向量圖(2)永磁同步電動機的相量圖在永磁同步電動機中，定子繞組滿足的電壓方程為故根據式(2-17)可畫出永磁同步電動機工作狀態(tài)下的向量圖，如圖從相量可以看出，永磁同步電動機滿足以下關系哈爾濱理工大學學士學位論文定子電流的直軸和交軸分量分別為2.2.3交直軸電抗及電磁轉矩由于永磁體的存在，永磁同步電動機的直軸磁導較小，交軸磁導較則受磁路飽和程度影響較大，應考慮飽和影響。(1)直軸電樞反應電抗式中：直軸電樞反應去磁時取“+號，直軸電樞反應助磁時取“”號。永磁體產生的磁動勢近似為方波，而直軸電樞反應磁動勢為正弦波，從產生基波磁動勢的角度出發(fā)，將直軸電樞反應磁動勢折算到作用在永磁體上據此進行磁路計算，得到永磁體的工作點bmn,則式中：。對于串聯(lián)式磁路結構，(2)交軸電樞反應電抗--(3)永磁同步電動機的電磁轉矩永磁同步電動機的輸入功率為P=mUl?cos=mUl?cos(-θ)將式(2-18)代入(2-28)得磁功率，即永磁同步電動機的電磁轉矩為式中：Ω和0分別為電動機的機械角速度和電角速度。2.3小結本章對永磁同步電動機的原理進行了介紹，介紹了永磁材料和永磁同步電動機最常用的釹鐵硼永磁材料，對永磁同步電動機的基本電磁關系進行了說明，講解了永磁同步電動機的基本向量圖，給出了永磁同步電動機的重要關系式，是了解永磁同步電動機的重要基礎。哈爾濱理工大學學士學位論文3章永磁同步電動機的電磁設計3.1永磁同步電機本體設計3.1.1永磁同步電動機的額定數據和主要性能指標與感應電動機相比永磁同步電動機雖然有諸多性能方面的優(yōu)點，但在產品種類，使用場合和設計技術的成熟方面都存在一定差距。永磁同步電動機主要在要求高效節(jié)能的場合替代感應電動機，因此設計的目標是：高功率因數、高效率、起動性能好、經濟好、工作可靠。永磁同步電動機設計就是根據產品規(guī)格、性能要求和外形尺寸要求等。在永磁電機的設計中永磁材料的尺寸確定是非常重要的。永磁體的設計包括永磁材料的種類、形狀、擺放位置和尺寸大小。永磁體尺寸包括軸向長度lm、磁化方向長度hm和磁化方向寬度bm。Im通常等于或略小于電機的軸向長度，實際上，只需要設計永磁體在永磁電機橫截面上的尺寸hm和bm。結合國家標準和生產實際，運用有關設計理論和計算方法，設計出性能要求和外形尺寸要求等，結合國家標準和生產實際，運用有關設計理論與計算方法，設計出性能符合要求、可靠性高、經濟型號的合格產品。下面列出額定數據和主要性能指標要求[14]。永磁同步電動機的額定數據組要有：(1)額定功率R:額定運行時轉軸上輸出的機械功率。(2)額定電壓U:額定運行是的供電電壓。(3)額定頻率f:額定運行時的電源頻率。(4)額定轉速n:額定運行時的轉速。永磁同步電動機的主要性能指標有：(1)額定效率n(2)額定功率因數cos。轉矩的比值，也稱過載能力。(4)起動轉矩倍數Ts/T:起動轉矩與額定轉矩的比值。(5)起動電流倍數ls/l:起動過程中的最小轉矩與額定轉矩的比。(6)最小轉矩倍數Tnn/T、:起動過程中的最小轉矩與額定轉矩的(7)牽入轉矩倍數T/T:牽入轉矩與額定轉矩的比值。定子沖片尺寸和氣隙長度的確定當電機的轉速一定時，極數確定，則定子槽數取決于每極每相槽數q,q?對參數、性能影響較大。當q?;較大時，定子諧波磁場減小，附加損對于常規(guī)用途的小功率永磁同步電動機，為提高零部件的通用性，縮短開發(fā)周期和成本，通常選用Y系列或Y2系列或Y3系列小型三相感應電動機的定子沖片。永磁同步電動機的氣隙磁密高、體積小，可選用比相同規(guī)格感應電動機小一個機座號的感應電動機定子沖片。在感應電動機中，為減小激磁電流、提高功率因數，通常使氣隙長度盡可能小，而在永磁同步電動機中，功率因數可以通過調整繞組匝數和永磁體進行調整，氣隙長度對雜散損耗影響較大，因此通常比同容量的感應電動機氣隙長度大0.1~0.2mm。在永磁體尺寸一定的前提下，適當增大氣永磁同步電動機轉子永磁體產生的磁場含有大量的諧波，感應電動勢中諧波含量也較高，為避免三次諧波在繞組各相之間產生環(huán)流，三相繞組的連接通常采用Y形接法。(1)定子繞組型式和節(jié)距選擇與感應電動機一樣，永磁同步電動機使用的繞組型式有單層繞組、雙層繞組和正弦繞組等。其中單層繞組又分為同心式、鏈式和交叉式，區(qū)別在于端接形狀、線圈節(jié)距和線圈之間的連接順序。這些繞組形式各有其特單層繞組的優(yōu)點是：①槽內無層間絕緣，槽利用率高；②同一槽內導體屬于同一相，不會發(fā)生層間擊穿；③線圈數比雙層少一倍，線圈制造和q嵌線方便。但也存在缺點，如不能做成短距以改善磁場波形，主要用極電機；交叉式繞組適用于雙層繞組的優(yōu)點是：①的二極電機；鏈式繞組適用于q=2的4、6、8可通過合理選擇節(jié)距改善磁場波形；②端部排列整齊，線圈尺寸相同，便于制造。缺點是絕緣材料用量多，嵌線麻煩。主要用于180及以上機座號的電機。為消弱磁勢及感應電動勢中的5短端部才長度，除鐵心很長的以外，取y=2r/3。正弦繞組。正弦繞組的優(yōu)點是諧波含量少、磁場波形好，但線圈尺寸、匝數不同，制作較復雜，多用于感應電動勢波形要求高的場合。(2)每相串聯(lián)匝數的確定永磁同步電動機的起動性能和功率因數都與每相串聯(lián)匝數直接相關。在確定每相串聯(lián)匝數時，通常先滿足起動要求，再通過調整永磁體滿足功率因數的要求。永磁同步電動機的起動能力比感應電動機差，故每相串聯(lián)一般來講，在永磁同步電動機中，為達到高效節(jié)能的目的，電流密度通常比同容量的感應電機低，同時每相串聯(lián)匝數較小也為低電流密度的采導體數，增大其選擇余地，滿足起動性能的要求。小型永磁同步電動機通常采用圓銅線，為便于嵌線，線徑不超過1.68mm,線徑應為標準值。線規(guī)確定后，要核算槽滿率，槽滿率一般控制在75%~80%,機械化下線控制在75%以下。同感應電動機類似，當永磁同步電動機定轉子槽配合不當時，會出現(xiàn)附加轉矩，產生振動和噪聲增加，效率下降。在選擇槽配合時，通常遵循(1)考慮到轉子磁路的對稱性，轉子槽數Q為極數的整數倍，且采(3)為避免產生同步附加轉矩，應該使定轉子槽數的關系為哈爾濱理工大學學士學位論文轉子槽形及尺寸永磁同步電動機可用的轉子槽如圖3-1所示。為了有效隔磁，通常用采用平底槽。在小型內置式永磁同步電動機中，為了提供足夠空間放置，槽高度較小，集膚效應遠不如感應電動機明顯，且凸形槽和刀形槽形狀復雜、沖模制造困難，故通常采用梯形槽。轉子導條的主要作用是用于起動，同步運行時，氣隙基波磁場不再轉子導條中感應電流，因此在設計轉子槽和導條時，主要考慮起動性能、牽入同步性能和轉子齒、軛部磁密裕度較大。通常情況下，增大轉子電阻，可以提高起動轉矩，但牽入同步能力下降，因此在設計轉子槽和端環(huán)時，要兼顧起動轉矩和牽入轉矩的需要。用于永磁體是從轉子端部放入轉子鐵心的，從工藝方面考慮，通常永磁體槽和永磁體之間有一定的間隙，其大小取決于沖片的加工和疊壓工藝水平，通常為0.1~0.2mm。圖3-1轉子槽形永磁體設計在永磁同步電動機設計中，永磁體形狀通常為矩形，主要尺寸為：每極永磁體的總寬度、永磁體充磁方向長度和永磁體軸向長度，其中永磁體軸向長度跟電機轉子鐵心長度相同，因此只需確定每極永磁體的總寬度和永磁體的充磁方向長度。確定永磁體充磁方向長度的原則是：在永磁材料用量盡可能少的前提下，保證永磁體在電機最大去磁工作狀態(tài)下不會發(fā)生不可逆去磁，保證永哈爾濱理工大學學士學位論文磁體在穩(wěn)態(tài)運行下有合理的工作點。此外永磁體充磁方向長度還于直軸電3.2.1額定數據及主要尺寸(1)額定功率：P=30kw(6)額定效率：π=94%(9)起動轉矩倍數：T=3.0(12)額定相電壓：(13)額定相電流：(14)額定轉速：(15)額定轉矩：(18)定子外徑：D,=40cm(19)定子內徑：D?=28.5cm(20)轉子外徑：D?=D?-2δ=28.5-2×0.07=28.36cm(21)轉子內徑：D?=10cm(22)定/轉子鐵心長度：L/L?=21/21cm哈爾濱理工大學學士學位論文--(23)電樞計算長度：Ler=La+2δ=21+2×0.07=21.14cm(24)定/轉子槽數：Q/Q?=72/54(25)定子每極每相槽數：q=Q?/(2mp)=72/(2×3×3)=4(26)極距：(27)硅鋼片重量：Gre=F?L?Kr?(D?+△)2×103=7.8×21×0.93×(40+0.5)2×102=249.87kg3.2.2永磁體及定轉子沖片設計(28)永磁材料：30.計算剩磁密度：;預計永磁體的工作溫度t=60C。(29)計算矯頑力：(30)相對回復磁導率：(31)磁化方向長度：hm=0.42cm(32)每極永磁體寬度：bm=12.4cm哈爾濱理工大學學士學位論文(35)永磁體重量：圖3-2定子槽型尺寸r?=0.45cm(37)轉子槽形：如圖3-3哈爾濱理工大學學士學位論文--圖3-3轉子槽尺寸a?=30(38)定子齒距：(39)定子斜槽齒距：tsk=t?=1.24cm(40)定子計算齒寬：22-=0.535cm(41)定子軛計算高度：(42)定子齒磁路計算：(43)定子軛磁路計算：(44)定子齒體積：V?=Q?L?Kr?h?b?=72×21×0.93×2.25×0.55=1740.123cm3(45)定子軛體積：=π×21×0.93×3.25×(40-3025)(46)轉子齒距：(47)轉子齒磁路計算長度：(48)轉子軛計算高度：23-(49)轉子軛磁路計算長度：3.2.3繞組計算(50)每槽導體數：N?=32(51)并聯(lián)支路數：a=6(52)并聯(lián)根數-線徑：(53)每相繞組串聯(lián)匝數：(54)槽滿率計算：槽面積A=C?(2h??+πr?+2r?+b)=0.035×(2×2.1+0.45π+2×0.45+0.68)哈爾濱理工大學學士學位論文--=77.78%對應d?、d??導線的雙邊絕緣厚度h?=0.08mm、hu?=0.08mm。(55)節(jié)距：y=11槽(56)繞組節(jié)距因數：(57)繞組分布因數：(58)斜槽因數：(59)繞組因數：Kao=Ka?K?Ks?=0.9975×0.9577×0.9914=0.947--(60)繞組平均半匝長：定子線圈如圖3-4所示。Lav=L?+2(d+Le)=21+2×(1.5+9.306)=42.612cmd為繞組直線部分伸出長，取d=1.5cm,雙層線圈端部斜邊長：LE=Ty/(2cosxo)=15.05/(2×0.808)=9.306cm(61)線圈端部軸向投影長：fg=Lesina0=9.306×0.5896=5.49cm(62)線圈端部平均長：LE=2(d+Le)=2×(1.5+9.306)=21.612cm哈爾濱理工大學學士學位論文(63)定子導線重量：3.2.4磁路計算(64)極弧系數：(65)計算極弧系數：q≈q?=0.889(66)氣隙磁密波形系數：(67)氣隙磁通波形系數：(68)氣隙系數：=1.244=1.034(71)空載漏磁通：27-(72)氣隙磁密：(73)氣隙磁位差：直軸磁路(74)定子齒磁密：F?=2CHjLj?=2×0.38×16.3×9.62=119.2A(78)轉子齒磁密：哈爾濱理工大學學士學位論文 (79)轉子齒磁位差：(80)轉子軛磁密：(81)轉子軛磁位差：通過B?可查表得Hg=2.06A/cm,可得到轉子軛部校正系數C?=0.60(82)每對極總磁位差：2F=F?+F+F+F?+F?=1103.7+184.5+119.2+13.5+10.9=1431.8AF?=(F+Fn+F+F?+Fj)/2=1274.2/2=637.1A(83)空載漏磁系數：=2.162×102Wb通過隔磁磁橋的磁通Φx=2B?W?Ler×10?=2×2.303×0.15×21.14×10?=1.461×103WbD=BW?L×10?=2.236×0.15×21.14×10?=7.1×10~Wb=D+D=2.171×102T29-W?=0.15cm.轉子端部漏磁系數空載漏磁系數：σ?=σ?+G?-1=1.234+1.011-1=1.245(84)齒磁路飽和系數：(85)主磁導：(86)主磁導標幺值：(87)外磁路總磁導標幺值：(88)漏磁導標幺值：(89)永磁體空載工作點：(90)氣隙磁密基波幅值：(91)空載反電動勢：E?=4.44fKNφ?K=4.44×50×0.947×64×0.01850.899=223.8V3.2.5參數計算(92)定子直流電阻：30-端環(huán)電阻(95)漏抗系數：(96)定子槽比漏磁導：--=0.337(97)定子槽漏抗：(98)定子諧波漏抗：(99)定子端部漏抗：(100)定子斜槽漏抗：(101)定子漏抗：X?=Xs+X+XE+X=0.0854+0.0617+0.049+0.03085=0.22?(102)轉子槽比漏磁導，λ2=λu?+λ=0.533+2=2.53332-對于半閉口槽=0.3335(103)轉子槽漏抗：(104)轉子諧波漏抗：(105)轉子端部漏抗：(106)轉子漏抗：X?=X+Xa+X=0.01714+0.0864+0.032=0.2898(107)直軸電樞磁動勢折算系數：(108)直軸電樞反應電抗：哈爾濱理工大學學士學位論文--=0.0135Wb(109)直軸同步電抗：X?=Xa+X?=2.37+0.227=2.602(110)交軸電樞反應電抗：(111)交軸同步電抗：Xa=Xa+X=6.59+0.227=6.8223.2.6工作特性計算(112)機械損耗：(114)輸入功率：=31755.5W(115)直軸電流：34-(116)交軸電流：(117)功率因數：cos=cos(-0.17)=1.0式中：P=0-W=56.5-56.67=-0.17(118)定子電流：(119)定子電阻損耗：(120)負載氣隙磁通(121)負載氣隙磁密：(122)負載定子齒磁密：哈爾濱理工大學學士學位論文(123)負載定子軛磁密：(124)鐵耗：=2.5×0.0429×1740.123+2×0.03515×7324.41=701.5W(125)雜散損耗：(126)總損耗：=514.4+701.5+240+148.3=1604.2W(127)輸出功率：(128)效率：表3-1工作特性表P/WB/W8354.59855.123017.621754.426677.725221.740.5328919.146.3048.0440.1444.5640213.244001.547507.7--(130)失步轉矩倍數：令上式為零，求解得到功角的值。由于永磁同步電動機最大功率出現(xiàn)在θ>90時，因此功率角取第二象限的值，得到θ=113.97,據此得到電磁=64501.1W由于電磁功率中還包含鐵耗、機械損耗和雜散損耗；所以輸出功率會略小于電磁功率，因此實際的失步轉矩倍數會小于該值。(131)永磁體額定負載工作點：(132)電負荷：(133)電流密度：(134)熱負荷：(135)永磁體最大去磁工作點：哈爾濱理工大學學士學位論文--3.2.7起動特性計算(136)起動電流假定：(137)漏抗飽和系數：(138)齒頂漏磁飽和引起定子齒頂寬度減?。篊s?=(t?-bo)(1-Kz)=(1.24-0.38)×(1-0.6)=0.344cm(139)齒頂漏磁飽和引起轉子齒頂寬度的減?。篊?=(t?-b??)(1-K?)=(1.65-0.15)(1-0.6)=0.60cm(140)起動時定子槽比磁導：=0.9375(0.4613-0.159)+0.953K1.131(141)起動時定子槽漏抗：(142)起動時定子諧波漏抗：Xa=K?Xa?=0.6×0.0617=0.0372(143)起動時定子斜槽漏抗：38-Xskst=K?Xs=0.6×0.03085=0.01852(144)起動時定子漏抗：X1st=Xs1st+Xdst+XE1+Xskst=0.077+0.037+0.0185+0.049=0.18152(145)考慮擠流效應的轉子導條相對高度：式中：h為轉子導條高度，對鑄鋁轉子，不包括槽口高度；b?/b?為轉子導條寬與槽寬之比，對鑄鋁轉子取1。(146)導條電阻等效高度：(147)槽漏抗等效高度：(148)起動轉子電阻增大系數：(149)起動轉子漏抗減小系數：K=0.3335--=0.3335(150)起動轉子槽下部漏磁導：λLzst=Kx^?=0.952×2=1.904(151)起動轉子槽比漏磁導：λs2st=λy2st+λ2st=0.106+1.904=2.01λu2st=λu?-△λu?=0.533-0.427=0.106(152)起動時轉子槽漏抗：(153)起動時轉子諧波漏抗：Xa?st=K?X?=0.6×0.0864=0.054842(154)轉子起動漏抗：X?s=Xs?st+Xa?s+XE?=0.136+0.05184+0.032=0.21982(155)起動總漏抗：X?=X?s+X?s=0.1815+0.2198=0.40132(156)轉子起動電阻：(157)起動時總電阻：Rt=R?+Rs=0.0743+0.1828=0.2571Ω(158)起動總電阻：(159)起動電流：哈爾濱理工大學學士學位論文40-應與第138項的假設值足夠接近，否則重復(160)起動電流倍數：139—161項。(161)異步起動轉矩曲線R(s)=(R?-R)√S+R?X(s)=(Xm-X?)√S+X,(162)永磁體發(fā)電制動轉矩曲線：(163)合成轉矩曲線：特性曲線見表3-2表3-2合成轉矩與轉差率的關系0(164)起動轉矩倍數哈爾濱理工大學學士學位論文(165)主要性能參數主要性能參數如表表3-3主要性能參數參數計算結果參數計算果定子齒磁密/T功率因數定子軛磁密/T銅耗/W轉子齒磁密/T鐵耗/W轉子軛磁密/T輸出功率/W空載反電動勢/V效率/%永磁體空載工作點失步轉矩倍數永磁體額定負載工作點起動電流/A永磁體最大去磁工作點起動電流倍數起動轉矩/Nm起動轉矩倍數本章主要講解了永磁同步電動機電動機的電磁設計，先說明了永磁同步電動機的本體設計，又以一臺30kW的永磁同步電動機的設計過程為示例，詳細講述了永磁同步電動機的繞組計算，磁路計算，參數計算，工作特性計算和起動特性計算。在工作特性計算中，通過改變功角得到工作特性表，在起動性能計算中，通過改變轉差率得到了不同轉差率對應合成轉矩的表格，通過這些表格可以更清晰的了解永磁同步電動機的性能。哈爾濱理工大學學士學位論文功率因數 功率因數 第4章永磁同步電動機的性能分析及磁場分析4.1永磁同步電動機的性能分析4.1.1永磁同步電動機性能曲線利用Ansoft軟件中的Rmxprt模塊，將永磁同步電動機的具體數據輸入，例如定子沖片，轉子沖片，定轉子鐵心長，永磁體數據等等，檢查無誤后，運行可以得到永磁同步電動機的性能數據，例如功率因數，效率，起動電流，最大轉矩，定子齒、軛的磁密，轉子齒、軛的磁密，槽滿率等重要參數，還可以得到一些重要曲線，功率因數曲線，電流曲線，效率曲線，轉矩曲線，氣隙磁密曲線，依次如圖4-1至圖4-4所示，通過這些曲線，我們能更直觀的觀察到永磁同步電動機的各種性能。轉矩角/圖4-1永磁同步電動機的功率因數由圖4-1可以看出，當永磁同步電動機的轉矩角從0°到8°時，功率因數迅速增加到最大值，到達1,轉矩角從8°到32°時，功率因數緩慢下降，但轉矩角從32°到80°時，功率因數又增加到最大值，可以看出當轉矩角在8°和80°附近時，永磁同步電動機的功率因數很大，非常理想，適合永磁同步電動機工作，當轉矩角從80°到180°時，功率因數逐漸下降到0。哈爾濱理工大學學士學位論文 圖4-2電流曲線由圖4-2可以看出永磁同步電動機的電流隨轉矩角呈上升趨勢，當轉矩角為180°時永磁同步電動機的電流達到最大值。轉矩角圖4-3效率曲線由圖4-3可以看出，永磁同步電動機的轉矩角為4°時，永磁同步電動機的效率才從0開始上升，當轉矩角為40°時，功率為95%,轉矩角在40°到100°之間時，永磁同步電動機的效率均保持在95%之上，適合永磁同步電動機工作，當轉矩角大于100°時，永磁同步電動機的效率逐漸下降至0。44-分別改變永磁同步電動機的定子鐵心長和每槽導體數，得到多方案，比較可得到最優(yōu)化設計，通過對比可以看出定子鐵心長和每槽導體數對重要參數的影響，改變定子鐵心長永磁同步電動機的重要參數改變如表表4-1改變定子鐵心長引起的重要參數變化定子鐵心長度/mm功率因數槽滿率/%定子齒磁密/T定子軛磁密/T轉子齒磁密/T轉子軛磁密/T氣隙磁密/T起動轉矩/Nm鐵耗/W銅耗/W效率/%210mm、220mm和230mm時，永磁同步電動機的功率因數逐漸下降，效率逐漸下降，定子齒磁密逐漸下降，定子軛磁密下降，轉子齒磁密上升，轉子軛磁密上升，當定子鐵心長度為210mm時，永磁同步電動機的起動--轉矩最大，可見當定子鐵心長度為210mm時，永磁同步電動機的性能較改變每槽導體數得到的主要數據列表如表4-2所示，當每槽導體分別為32、28、30、34時，槽滿率分別為77.32、67.65、72.48、82.147,槽滿率最好在75～80最好，槽滿率越高散熱越好，但是槽滿率太大會導致線徑變大，下線困難，所以當每槽導體數為32時，電機性能較好。表4-2改變每槽導體數引起的重要參數變化每槽導體數功率因數槽滿率/%定子齒磁密/T定子軛磁密/T轉子齒磁密/T轉子軛磁密/T氣隙磁密/T起動轉矩/Nm鐵耗/W銅耗/W效率/%表4-3不同磁化方向長度對電機參數的影響磁化方向長度hm/mm4功率因數槽滿率/%定子齒磁密/T定子軛磁密/T轉子齒磁密/T轉子軛磁密/T氣隙磁密/T起動轉矩/Nm鐵耗/W銅耗/W效率/%空載漏磁系數通過表4-3可得到，當hm為4.2mm時，電機的效率最高,保持樣機中永磁體其它尺寸一樣的情況下，hm越大，空載漏磁系數越小。哈爾濱理工大學學士學位論文4.2永磁同步電動機的磁場分析4.2.1永磁同步電動機的模型將電機的參數輸入Ansoft軟件中的Rmxprt模塊后，得到重要曲線，Ansoft軟件支持直接從Ansoft軟件中的Rmxprt模塊轉換到Ansoft軟件下導入Maxwell2D之后，可以得到永磁同步電動機的模型如圖4-5圖4-5永磁同步電動機模型將永磁同步電動機剖分，可得圖4-6哈爾濱理工大學學士學位論文圖4-6永磁同步電動機的剖分網格圖4.2.2在AnsoftMaxwell2D中運行后的結果圖檢查永磁同步電動機的各個參數輸入無錯誤后，對永磁同步電動機進行運算，可以得到運算過后的結果圖，如圖4-7至圖4-12,圖4-7和圖4-8為永磁同步電動機的電流曲線和轉矩曲線，圖4-9和圖4-10為永磁同步電動機在0.01s時的磁通密度分布圖和磁力線分布圖，圖4-11和圖4-12為永磁同步電動機在0.005s時的磁通密度分布圖和磁力線分布圖。由圖4-7所示，時為0ms時，永磁同步電動機的A相繞組、B相繞組和C相繞組電流為OA,當時間剛剛大于0ms時，B相繞組電流在0A以上進行波動，C相繞組電流在OA以下進行波動，而附近上下波動，在0到100ms之間，B相繞組電流和OA附近波動，直到100ms時，三相繞組的電流穩(wěn)定。A相繞組電流在OAC相繞組電流逐漸向圖4-7繞組電流曲線由4-7可知，時為0ms時，永磁同步電動機的A相繞組、B相繞組和C相繞組電流為0A,當時間剛剛大于0ms時，B相繞組電流在0A以上進行波動，C相繞組電流在OA以下進行波動，而A相繞組電流在OA附近上下波動，在0到100ms之間，B相繞組電流和C相繞組電流逐漸向0A附近波動，直到75ms時，三相繞組的電流穩(wěn)定。哈爾濱理工大學學士學位論文圖4-8電機轉矩曲線由圖4-8可知，在125ms之前，永磁同步電動機的轉矩上下波動，在75ms時，永磁同步電動機的轉矩穩(wěn)定。哈爾濱理工大學學士學位論文--3.7451e+0003.5111e+0003.2770e+00d3.0429e+00u2.8088e+0002.5748e+0002.3407e+2002.1066e+00g9.3628e-0017.0221e-0014.6814e-0012.3407e-001A[Wb/m]4.1532e-0023.5600e-0022.9668e-0022.3736e-0025.9395e-0037.5325e-006-5.9245e-003-1.1856e-002-1.7788e-002-2.3720e-002-2.9652e-002-3.5584e-002-4.1517e-002圖4-100.01s時電機磁力線分布哈爾濱理工大學學士學位論文3.5022e+0003.2833e+0003.0644e+0002.8455g+0002.6267e+0002.4078e+2002,1889e+0008,7555e-0016.5666e-0014,3778e-0012.1889e-0014.3664e-007圖4-110.002s時電機磁通密度分布A[Wb/m]4.5703e-0023.9174e-0023.2646e-0022.6118e-0026.5336e-0035.4576e-006-6.5227e-003-1.3051e-002-1.9579e-0O2-2.6107e-002-3.2635e-002-3.9163e-002-4.5692e-002析，得到了永磁同步電動機功率因數、效率、電流、轉矩曲線，由曲線可知，當永磁同步電動機的轉矩角在60°~80°之間，永磁同步電動機的功率因數和效率都很高，功率因數可達到1,效率可到達95%以上，具有良好的性能；又分別改變了永磁同步電動機的定子鐵心長度，每槽導體數永磁體磁化方向長度，得到它們對永磁同步電動機重要性能參數的影響。通出了永磁同步電動機繞組電流和轉矩隨時間變化的曲線，得出了永磁同步電動機三相繞組電流和轉矩穩(wěn)定的時間，還求出了不同時刻的電機磁通密度和磁力線分布圖，可以更直觀的看到永磁同步電動機的磁場分布。永磁式同步電機具有結構簡單、體積小、重量輕、損耗小、效率高的特點。和直流電機相比，它沒有直流電機的換向器和電刷等需要更多維護給應用帶來不便的缺點。相對異步電動機而言則比較簡單，定子電流和定子電阻損耗減小，且轉子參數可測、控制性能好，但存在最大轉矩受永磁體去磁約束，抗震能力差，高轉速受限制，功率較小，成本高和起動困難1)詳細學習了永磁同步電動機的原理，永磁同步電動機的基本電磁2)學習了永磁同步電動機的本體設計方法，和基本電機參數的確定，設計了一臺30kW的永磁同步電動機，得到永磁同步電動機了工作特3)通過Ansoft軟件的Rmxprt模塊對永磁同步電動機進行了性能分析，得到基本性能參數的曲線，又通過改變了永磁同步電動機的定子鐵心長，每槽導體數和永磁體磁化方向長度，分析了這三個參數的變化對性能的影響。通過Ansoft軟件的Maxwell2D模塊對永磁同步電動機進行了磁場分析，得到了永磁同步電動機電流和轉矩隨時間變化的曲線和不同時刻經過四個月的努力，論文終于要完成了，大學四年生活一晃而過，在在論文的寫作過程遇到很多困難，感謝我的論文指導老師梁艷萍老定期檢查使我受益匪淺，梁老師嚴謹的態(tài)度更加感染著我。感謝大學四年最后感謝我的母校哈爾濱理工大學![1]王鑫，李偉力，程樹康.永磁同步電動機發(fā)展展望[J].微電[2]湯蘊璆，羅應立，梁艷萍.電機學[M].機械工業(yè)出版社.2008.5:305-306[3]唐任遠.稀土永磁電機的研究與發(fā)展[J].電氣技術.2002(12):1-6[4]唐任遠.釹鐵硼電機應用產品開發(fā)成果[J].材料導報.2001,15(2):2-6[6]王鐵成，代穎，崔淑梅.電動車用永磁同步電機研究狀況[J].微[8]朱俊.稀土永磁電機的應用現(xiàn)狀及其發(fā)展趨勢[J].中國重型裝[9]岳明.永磁同步電機的快速啟動方案設計[J].電子測量.2011,34(4):1-3[10]竇滿鋒，劉衛(wèi)國.高效節(jié)能稀土永磁同步電機設計技術研究[J].西北工FOREPSAPPLICATIONS.International[J].JournalofAutomotiveTechnology.2011,12(2):2-9[13]黃偉忠，宋春華.永磁交流伺服電機國內外市場概況[J].微特電[14]王秀和.永磁電機[M].中國電力出版社.2010:198-205[15]唐任遠.特種電機原理及應用[M].機械工業(yè)出版社.2011:4-8--永磁同步電機主要電磁參數的優(yōu)化設計研究GuangxuZhou,JixiangWang,LanjieRen,TingtingDing摘要：永磁同步電動機(PMSM)電磁參數如開路負載的磁通量，d軸電抗Xa和q軸電抗Xg的是非常重要的對永磁同步電動機的性能分析及優(yōu)化電磁參數可以通過有限元分析計算。漏磁系數和電抗參數隨著氣隙的變化而變化，轉子中永磁體的充磁長度和隔磁磁橋的尺寸已經給出。計算值吻合得很好與實測值。有限元分析結果進行綜合與自編的電磁設計方案優(yōu)化永磁同步電機有效率高，壽命長，體積小，重量輕、結構簡單的優(yōu)它還有高精度，高功率因數，和轉速穩(wěn)定的特定。所以現(xiàn)在越來越多的用在工廠。調速永磁同步電動機的主要性能有輸出轉矩，功率因數，和效率，當外界施加的條件一定時，三個主要的電磁參數，空載磁通量，根據式(1),我們可以看到，三個主要的電磁參數變化對系統(tǒng)性能有明顯的影響。對于調速永磁同步電機，準確計算電抗參數對于控制算法的實現(xiàn)是非常重要的，那是必要對于預測永磁同步電動機的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)參數。當定子結構時不變的，通過改變轉子結構提高Xaq和Xad的比率能提高系統(tǒng)的功率因數和效率。合理的參數設計是永磁同步電動機成功設計的核心。對于中等容量的調速效率高的永磁同步電動機，例如200kW或者300kW的電機，為了獲得良好的冷卻效果，電機里有渠道和軸孔。目前，該渠道和鐵心長度對空載漏磁系數的影響，難以用現(xiàn)有的計算方法解釋。這讓在設計電機時，盲目的選擇空載漏磁系數。很長一段時間在研發(fā)過程中增加了研發(fā)成本，在設計優(yōu)化和性能仿真時缺乏科學依據。這些都影響了永磁同步電動機的應用。因此對于中等容量的永磁同步電動機確切的空載漏磁系數對于電動機優(yōu)化設計來說比小的電動機是更重要的。由于永磁材料的影響，電抗參數的計算方法是不同于永磁同步電機有無開路和短路狀態(tài)如電勵磁電機。永磁材料的激發(fā)是在所有時間的影響。同時，不同的磁動勢和磁場飽和電抗參數是不同的。參數基于以上原因，傳統(tǒng)的電路的計算方法是不適合的永磁同步電機。因此，應用有限元方法計算參數σo,Xad和Xaqσ0為空載漏磁系數.在本文中的三維電磁場是用來獲取U形中等容量的永磁同步電機的精確參數。通過對電磁參數和結構的變化，詳細的數據和經驗曲線可以得到。最后選取三個主要電磁參數的，采用自編的電磁設計方案進行優(yōu)化設在對永磁同步電機的計算的基礎，其變化規(guī)律與電機結構參數空載漏磁系數及其影響因素進行了分析，并給出不同結構尺寸的曲線。圖1是U形轉子結構。圖2U磁路結構磁橋的電路圖。圖3是磁通密只有基于運動分析模型的精確分析模型，我們可以得到有效的仿真結果電磁參數的計算過程。因此，以下是建立1)根據電機的結構尺寸，建立了電機的仿真模型。3)保證邊界條件與外部源參數；4)網格：圖4是σ。=f(δ,hn)漏磁系數的變化與磁橋的長度W提出的U形電動機。圖6是空載漏磁系三、結構尺寸對電抗參數的影響當直軸電樞電流等于la時，氣隙基本磁通量φo和有效氣隙磁通可求得，所以Xad為本節(jié)介紹的直軸和交軸電抗Xad,Xag曲線的變化與空氣間隙長度和永磁體的磁性長度。圖7和圖8是直軸和交軸電抗Xad,Xaq參數變化曲線，氣隙長度δ和U形轉子永磁體的磁性長度的變化。從圖中可以看到hm的合理選擇8是非常重要的B.磁橋對電抗的影響圖9顯示電抗參數Xaq和Xad隨著磁橋尺寸在該U形轉子結構的變化從以上數據我們可以看到，當橋梁長度變化從2mm至12mm。U型的直軸電抗約下降約5.8%,當橋梁長度變化從2mm到12mm時。U型的交軸電抗下降約2.8%。這樣就可以得到橋梁長度對電抗參數的影響。同時當橋寬從1mm到2mm變化時，直軸電抗上升6.1%,交軸電抗上升8.3%。為了驗證有限元分析結果的準確性，電壓積分法[7-9]測量采用不同類型的永磁同步電機電抗參數。從比較的結果表我的有限元分析和測量的數據之間的不同類型的永磁同步電機，可以看出，計算值與實測值吻合得很通過U形轉子磁路結構的三維電磁場分析，得到了空載漏磁系數和直軸和交軸電抗和轉子的尺寸變化規(guī)律。介紹了幾種電磁設計策略。當設計分離磁橋和電抗參數，通過對發(fā)動機性能參數變化的影響，下列規(guī)則將用于指導轉子結構選擇：1)減少漏磁系數盡可能低，如在轉子的終端采用不銹鋼板。2)設計合理的空載電勢提高失速轉矩和過載能力，讓電機具有高功率因數。3)增加交Xag/Xad比值(顯著比)使磁阻提高功率因數的最佳使用。4)在制造工藝和轉子硅鋼片機械強度的觀點，根據下面的值在轉子橋的尺寸：寬度b=1.15～1.75mm,長度w≥5mm。場路耦合方法的關鍵是計算的轉矩-速度曲線，在泵的負載。第一，三個電磁參數的變化規(guī)律，通過三維有限元計算得到的，然后其他的操作特300kW電機轉子。圖13測試效率和功率的結果。在永磁同步電動機的空載漏磁系數的計算的基礎上，對電機的結構參數進抗參數由Ansoft軟件計算。計算結果與試驗結果吻合良好。這表明該方法可用于指導轉子結構選擇。在上述分析的基礎上，給出了電抗參數的隨永磁同步電動機的氣隙長度和永磁體的磁性長度的變化規(guī)律。最后，給出了調速效率高的永磁同步電機的設計和制造原型。對整個體系包括永磁同步外文資料(附原文)GuangxuZhou,JixiangWang,LanjieRen,TingtingDingoptimizationdesignofthemotor.Basedonthenumericalanoptimizemotorstructure.isconfirmed,threemaineimportantinfluenceonthemotoroperationperformance.TheelectromagneticpowerformulaofinterioradjustablespeedPMSM:algorithmandisnecessarytopredictsteadystateandtransiprolongedthecourseofsimulation.ThisinfluencestheapplicationofPMSoptimaldesignofmotorthansmallmotor.calculatingmethodisdifferentformotherACmachines.ForPMSMtherearenodifferentmagneticmotiveforceandfieldmaterialintoaccount.fitforthePMSM.SothefiniteelemeparametersareintegratedwiththesprogramtooptimizetheprototypemotoranddesigningandapplyingofPMSM.thesolvedmagneticdensityofPMSM.Fig.1CrosssectionofMulti-segmentUformrotorstructureFig.2Uformcircuitstructureseparatemagneticbridgediagramexactanalysismodelofmotoranalysi4)Mesh;5)SettingtheresolveparametFig.3SolvedmagneticfluxdensityofPMSMδ(δ(mm)h=-20mm22Fig4UformG=f(δ,h)curveleakageleakagecoefficiency-(mm)b(mm)III.INFLUENCEOFSTRUCTUREDIMENSIONONREACTANCEPARAMETERSAsfortheXad,theairgapfundamentalflux。andtheeffectiveair