多相感应电机场路耦合时步有限元分析

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YQ-190异步牵引电机电磁场有限元

YQ-190异步牵引电机电磁场有限元分析杨云峰李丽(南车株洲电机有限公司湖南株洲 412001)摘要：电机是一个由非线性、多变量、多物理场耦合关系构成的能量转换装置，铁路用异步牵引电机具有较复杂的运行特性，为了更好的分析异步牵引电机的运行特性以及不同环境下电机参数变化。

本文借助Ansoft公司的Maxwell 2D模块，建立一种功率为190kW地铁车辆用异步牵引电机模型，通过电磁场有限元软件分析异步牵引电机在不同的运行状态下电机参数及磁密变化曲线，这就为异步牵引电机的优化设计提供了理论性依据。

关键词：牵引电机，运行特性，特性曲线，有限元Finite Element Analysis on Electromagnetic Field of YQ-190Traction MotorYangyunfeng LiLi(CSR Zhuzhou Electric Locomotive Co, Ltd., Hunan Zhuzhou 412001)Abstract: Motor is a nonlinear, multivariate, multi-physics coupling between composition, Especially with the more complex asynchronous traction motor operating characteristics. In order to better analyze the performance characteristics of asynchronous traction motor and the motor parameters under different operating characteristics, the internal field distribution. With this module Ansoft's Maxwell 2D, The establishment of a subway car with a power of 190kW asynchronous traction motor model, By finite element software, Analysis of asynchronous traction motors running at different magnetic flux density of the motor parameters and the characteristic curve, This is the optimal design of asynchronous traction motors to provide a theoretical basis.Key words: traction motor; operating performance; characteristic curve; finite element analysis0 引言地铁车辆用异步牵引电机具有频繁起动、制动的特点。

采用铸铝转子和铸铜转子时鼠笼式异步电机的损耗特性对比

内部损耗特性对比，缺乏深入研究。仍
０引言
传统中小型鼠笼式异步电机都是采用铸铝材料
作为转子导条ｌ随着节能减排压力的增加，１１。国内外
本文利用场一路耦合时步有限元法，１．ｋ以台５５Ｗ鼠笼式异步电机为例，对比分析了当转子采用铸铝
当转子斜槽时，式（按照文献［］的处理方将１）７中式进行重新整理，便可得计及斜槽条件下多截面
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采用铸铝转子和铸铜转子时鼠笼式异步电机的损耗特性对比
赵海森顾德军，
（．北电力大学电气与电子工程学院，京１华北１２０；０２６
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ＧＡＺＡＮＯＨＵ
环电阻及漏电感矩阵；、和Ｄ别为磁场方程和Ｄ分定转子电路方程中节点向量磁位导数项对应的矩阵：Ａ为节点磁位向量：子电流和转子端环和Ｊ为定电流向量；为电源电压矩阵。
子Ｔ艺是提高异步电动机效率的有效措施之一，因
此开展该方面的研究具有重要的现实意义。
铸铝转子会导致电机的个别性能发生变化［３１了。为便于对比，这里仍采用同样的槽形结构进行对比

永磁电机短路计算研究

船电技术Ｊ机电
永磁电机短路计算研究
杨松石婷婷
（中国船舶重工集团公司第七一二研究所，武汉４０６）３０４
摘要：本文介绍了场路耦合时步法求解电机短路问题的方法，并应用ＡＮＳＹＳ软件对一台１８相永磁无刷
直流电机的短路情况进行分析，通过试验数据和分析结果的比较，验证了该方法的正确性。关键词：永磁电机短路中图分类号：Ｔ５Ｍ３１场路耦合文献标识码：Ａ１０－８２（０１１０１－３０３４６２１）ｌ－０９０
ＲｅｅｒｈｏｒａｎａｎｅｏｏｈｏｔｃｒｕｉｍｐｕａｉｎｓｉｃｔＣｏｔｔｏ
ＹａｇＳｎ，ｈｉｇｉｇｎｏｇＳｉｎｔＴｎ
（ｈｎＩｓｉｔｆｒｅＥｅｔｃｒｐｌｏ，ＳＣＷｕａ３０４ＣｉａＷｕａｔｕｅｏｉｌｃｉＰｏｕｓｎＣＩ，ｈｎ４０６，ｈｎ）ｎｔＭａｎｒｉ
Ｋｅｒｓｐｒａｅｔａｎｔｏｏ，ｈｒ—ｉｕｔｃｕｌｆｅｄｃｒｕｔｙｗｏｄ：ｅｍｎｎｇｅｍｔｒｓｏｔｒｉｏｐｅｉｌ－ｉｉｍ＂ｃｃ；ｄｃ
１引言
与电机的稳态运行不同，当电机出线端发生故障短路时，电机便处于突然短路的过渡过程中。
Ａｓｒｃ：Ｔｉｐｐｒｉｔｄｃｓｔｅｍｅｈｄｔｓｌｅｔｅｓｏｔｉｕｔｒｂｅｔｒｏｈａｉｏｂｔａｔｈｓａｅｎｒｕｅｈｔｏｏｏｖｈｈｒｃｒｉｐｏｌｍｏｍｏｏｎｔｅｂｓｓｆｏ — ｃｆｃｕｌｄｆｅ－ｉｕｔｔ —ｔｐｎｔｏｔａａｚｓｔｅｓｏｔｉｕｔｃｎｉｏｉｈｅｎｐａｅｏｐｅｌｃｃｉｉｓｐｉｇｍｅｈｄＩｎｌｅｈｈｒｃｒｉｏｄｔｎｏａｅｇｔｅｈｓｉｄｒｍｅｅｙ－ｃｉｆｐｒｎｎｇｅｒｓｌｓｉｃｃｒｅｔｍｏｏｎｔｅＡＹｎｉｎｎ，ａｄｖｒｅｈｅｈｄｅｍａｅｔｍａｎｔｂｕｈｅｓｄｒｔｕｒｎｔｒｉｈＮＳＳｅｖｏｍｅｔｎｅｉｓｔｅｍｔｏｅｒｉｆｔｒｕｈｔｅｏｐｒｇｏｅｐｒｎａａｔｎｌｓｅｕｔ．ｈｏｇｍａｉｘｅｉｔｔａａｙｉｒｓｌｈｃｎｆｍｅｄｏｓｓ

转子槽数对电动汽车用异步电机性能的影响

转子槽数对电动汽车用异步电机性能的影响王晓远;赵玉双;高淼【摘要】A high power density asynchronous motor in electric vehicles was introduced. A brief analysis on the influ-ence of rotor slot number on additional loss and maximum torque was presented. And the properties of six types of motors with different rotor slot numbers were analyzed with field-circuit coupled finite element method. The stators were identical in all motors. Their electromagnetic characteristics,including magnetic flux density,ripple torque, maximum torque and copper loss and core loss at full load,were extracted and compared with each other. Finally,the proper number of rotor slots in combination with stator slot numbers was concluded. The results reveal that,compared with those of other motors,the current density of the motor with rotor slot number of 68 decreases up to 2.97%,the overload capacity is increased by 13.8%,and the efficiency is 91.55%. The motor with rotor slot number of 68 has the best performance,meeting the performance requirements for the drive motor in electric vehicles very well.%介绍了一种应用在电动汽车上的高功率密度异步电机．首先简要分析了转子槽数对附加损耗和最大转矩的影响，然后通过场路耦合的有限元方法对6种不同转子槽数下的电机电气性能做了仿真分析，研究了电机的气隙磁通密度波形、电机的磁通密度分布以及输出转矩的波动情况，并计算了电机满载时的铜耗和铁耗，进行了性能参数的比较，最终得到了合理的转子槽数．通过分析表明，当电动汽车用异步电机转子槽数设计为68槽时，与其他槽数的电机相比，其电流密度最高可降低2.97%，过载能力最高可提高13.8%，并且电机效率可达91.55%，电机有最佳的性能输出，能够很好地满足电动汽车对驱动电机的性能要求．【期刊名称】《天津大学学报》【年(卷),期】2016(049)005【总页数】7页(P450-456)【关键词】电动汽车;转子槽数;有限元方法;电磁性能【作者】王晓远;赵玉双;高淼【作者单位】天津大学电气与自动化工程学院，天津 300072;天津大学电气与自动化工程学院，天津 300072;天津大学电气与自动化工程学院，天津 300072【正文语种】中文【中图分类】TM354目前电机设计资料推荐的一些槽配合和列出的一些槽配合规则，为异步电机设计提供了方便.但对某些特定场合的电机，如用于电动汽车上的异步电机，要求电机过载能力强以满足汽车短时加速或爬坡的需要，要求功率密度高和有好的效率，从而能够降低车重、延长续驶里程等，按现行的槽配合选择难以实现上述要求.因此，针对电动汽车用异步电机进行定转子槽数配合的研究是很有意义的.如何选择合适的定、转子槽配合来获取电机满意的性能参数，一直是各电机制造厂商非常关注的问题.国内，电机一般采用转子槽数小于定子槽数的槽配合；而在国外，为了保证电机的某些方面的性能，一些厂家会采用转子槽数大于定子槽数的槽配合.本文以 1台应用于电动汽车上的高功率密度鼠笼式异步电机为研究对象，极数为4，定子槽数为48，通过场路耦合的有限元方法对转子槽数分别为38、50、56、62、68和74的6种情况下电机做了电磁性能的分析，结果表明转子槽数为 68时，电机有更好的电气性能输出.异步电机的附加损耗主要由气隙谐波磁通引起.这些谐波磁通在定、转子铁心中产生高频铁耗（包括表面损耗和齿部脉振损耗），在鼠笼转子中产生高频电流损耗（主要包括斜槽转子的横向电流损耗）.1.1 表面损耗表面损耗是在定、转子叠片铁心表面由气隙谐波磁场引起的涡流与磁滞损耗［1］.表面损耗与气隙谐波磁场的幅值和频率密切相关，而气隙谐波中以定、转子齿谐波磁通的作用最为显著.由于齿谐波的大小和电机槽数成反比，因而表面损耗幅值与定、转子的槽数多少有关.表面损耗与槽数的近似关系［2］为式中：PB为电机表面损耗；Z为电机定子槽数或转子槽数.由式（1）可以看出，定/转子槽数越大，表面损耗就越小.1.2 脉振损耗脉振损耗是由于铁心表面开槽，一部分气隙谐波磁场经过齿部，其大小随谐波磁场与齿的相对位置不同而改变，在齿部产生脉振磁通，引起涡流与磁滞损耗［1］.脉振损耗也与齿谐波有关，因此与定、转子槽数的相对值，即槽配合有关.脉振损耗随槽配合变化的近似关系［2］为式中：P1为电机脉振损耗；Z1为电机定子槽数；Z2为电机转子槽数.从式（2）可以推出只有在定、转子槽数相等时，脉振损耗才最小.因此为了降低脉振损耗，应使定、转子槽数尽量接近.1.3 横向电流损耗当气隙谐波磁场相对于转子运动时，在导条中感应出高频电势.对于笼形转子，导条与铁心不绝缘，所以除了导条中通过电流外，在相邻导条之间的铁心中也有电流流通，即所谓横向泄漏电流［3］.这两部分电流均会产生高频损耗.在一般斜槽电机中，横向电流损耗往往占有较大比例，这种损耗与谐波磁场在相邻的导条上所感应电势的差值、转子槽数以及转子的谐波漏抗大小有关.当采用少槽近槽配合时，谐波电流较小.过载能力是电动汽车用异步电机重要的性能指标之一，电机的最大电磁转矩越大，表明电机的过载能力越强.最大转矩表达式［4］为式中：p为电机极对数；U1为输入电压；R1为定子电阻；X1′σ为定子漏抗；X2′σ为折算到定子侧的转子漏抗.由式（3）可以看出，电机的最大转矩与转子漏抗有关.转子漏抗主要包括槽漏抗、谐波漏抗、端部漏抗和斜槽漏抗，其中槽漏抗在转子漏抗中所占比例较大，槽漏抗表达式［5］为式中：l2为转子铁芯长；λs2为转子槽单位漏磁导；lef为铁芯有效长；Q2为转子槽数.由式（4）可知，在一定的转子槽数范围内，随着槽数的增多，转子漏抗逐渐减小，最大转矩增大.本文所设计的电动汽车用鼠笼式异步电机功率密度为 1.5,kW/kg，为高功率密度电机.电机参数如表1所示.电机在实际应用中采用变频器供电，而在设计电机时，通常采用正弦电压供电，因此本文仿真采用正弦电压为激励方式.为研究转子槽数对电机性能的影响，本文将对不同转子槽数的电机进行分析.转子槽数越少，电机齿槽效应越明显，谐波电流越大，电机损耗越大；而在电机尺寸不变的情况下，转子槽数越多，转子电流密度越大，转子损耗就越大.因此，电机转子槽数不宜过少也不宜过多.由于电机常用槽配合中，定子 48槽时转子为38槽［5］，因此本文取38槽为待选的转子最小槽数；同时，考虑到所设计电机转速很高，最高转速可达到 14,000,r/min，转子叠片承受的离心力很大.而转子槽数过多会造成转子叠片机械强度降低，这将大大降低电机转子在高速旋转时的可靠性.因此从机械强度方面考虑，74槽为待选的转子最大槽数.为避免产生较大的同步谐波转矩［2］，转子槽数Z2≠44、46、48、52、60、64、72.本文分别对转子槽数Z2=38、50、56、62、68、74时的电机进行了仿真分析.4.1 电机有限元方程的建立对笼形转子异步电机进行二维有限元仿真求解，在电磁场的求解过程中假定：（1）定子铁心外圆的漏磁忽略不计；（2）电磁场的各常量随时间呈正弦规律变化；（3）忽略定子绕组的涡流.进行上述假设后，将整个电机区域作为求解区域.为了提高电机磁路计算的准确性，采用二维瞬态场路耦合有限元法［6-9］对电机进行建模，即磁场部分定子线圈与外电路部分线圈关联，转子导条的耦合块导体与路部分的块导体关联；定转子端部的阻抗与漏感再通过电阻与电感进行近似等效，并在电路模型中与路部分的线圈或路部分导条相联.这样在激励为外加电压时，电机端电压方程为式中：φ为气隙中磁链；L0和R分别为定子端的漏抗和电阻；I为定子绕组电流；V为激励电压.瞬态电磁场的边值问题［10-12］为式中：Az为矢量磁位；μ为导磁材料的磁导率；J0为电流密度；δ为转子中铜条的电导率.等价的泛函问题［13］为式中v为导磁材料的磁阻率.将式（6）中的边值问题转化为式（7）中的条件变分问题后，对整个电机模型进行有限元剖分，做离散化处理，再通过求解相应的代数方程，即可求得磁场中各点的磁位函数，进而求得电磁场中的相关的电磁量.4.2 不同槽数电机的有限元仿真4.2.1 不同槽数电机仿真的限制条件在研究转子槽数对电机的影响时，首先应保证 6种不同转子槽数的电机定子结构参数和电机极数始终保持一致.其次，为保证槽数为单一变量，在槽数变化时应保证不同电机转子槽中总导条电阻相同.电机转子导条电阻为式中：K和 kB为系数；lB为转子导条长度；ρB为导条电阻系数；AB为转子导条面积，即转子槽面积.由式（8）可以看出，为保证不同槽数下的电机转子槽中导条电阻相同，应使项ABQ2相等，即各槽数下的电机转子槽总面积要保持不变.由于转子槽开口宽度不同，对气隙磁场的影响程度不同，为更好地研究转子槽数对电机的影响，应保证转子槽总开口宽度保持不变［14］.4.2.2 不同槽数电机的气隙磁通密度谐波含量对比分析采用有限元软件对不同槽数配合下的电机进行仿真分析，得到了槽数对性能参数的影响.额定负载下，不同转子槽数下电机的气隙磁通密度分布不同，为比较各气隙磁通密度波形的谐波分量，将其进行谐波频谱分析，得到了各阶次谐波含量分布，如图1所示.由图1可以看出，56槽和68槽对应的气隙磁通密度波形中不含偶数次谐波，68槽和74槽谐波含量很少.为更好地体现波形的畸变情况，对各个槽数下的气隙磁通密度波形进行了波形畸变率（total harmonic distortion，THD）的计算，如表 2所示.从表 2可知，槽数越多，气隙磁通密度波形畸变率越低.这是由于槽数越多，转子开槽对气隙磁导的影响就越小，因而选择较大的槽数会使得气隙磁通密度的谐波含量更少.通过对不同槽数电机气隙磁通密度的比较分析，可以看出，转子槽数越多，气隙磁通密度谐波含量越低，波形畸变率越小，从而定子绕组中谐波电流越小.4.2.3 不同槽数电机的磁通密度分布对比分析不同转子槽数下电机的磁通密度分布如图2所示.由图2可以看出，电机磁通密度均有不同程度的局部饱和，主要体现在定、转子齿的根部以及定子轭部.通过对各磁通密度分布云图的比较可知，随着转子槽数的增加，磁通密度幅值降低.这是由于随着转子槽数的增加，受齿槽效应的影响，气隙中磁阻增加，导致气隙磁通下降，定转子磁通密度下降，将造成电机铁耗有所下降.4.2.4 不同槽数电机的输出转矩对比分析不同槽数电机的输出转矩波动情况如图3所示.由该图比较可知，56槽时转矩波动最大，在平均转矩143.87N· m上下波动近9N· m，其他槽数下转矩波动为1.0～3.5N· m，波动小，转矩输出平稳.电机总损耗包括定转子的铜耗、铁耗、附加损耗以及机械损耗.由第2节的理论分析可知，转子槽数的变化使得电机附加损耗变化.目前在实际工程计算中，由于尚没有一种准确计算杂散损耗的模型，附加损耗值一般按经验值选取.因此结合有限元软件，本文仅讨论了转子槽数对定转子铜耗和铁耗的影响，并进一步对不同槽数下的电机各性能参数进行了对比分析.5.1 电机铜耗分析改变转子槽数，研究其对电机定转子铜耗的影响，通过仿真得到不同槽数下定转子的铜耗如图4所示.从图中可以看出，随着转子槽数的增加，定子铜耗下降，转子铜耗增加，其中，50槽对应的转子铜耗最低.对于定子铜耗来说，随着转子槽数的增加，定子绕组中谐波电流减小，使得定子电流降低，定子铜耗减少.对于转子铜耗来说，随着转子槽数的增加，转子高频电流损耗增加，转子铜耗增加.由于采用近槽配合时，转子高频电流较小，因而使得 50槽对应的转子铜耗最低.5.2 电机铁耗分析铁耗主要由磁滞损耗及涡流损耗组成，其大小与电机频率和磁通密度有关，电机的频率和磁通密度幅值越大，电机铁耗越大.由于所设计电机为高速电机，额定转速时电机频率为 200,Hz，与普通低频低速电机相比，本文所设计的电机铁耗较大.改变转子槽数，研究其对电机铁耗的影响，通过仿真得到不同槽数下的电机铁耗如图5所示.从图5可以看出，随着转子槽数的增加，电机铁耗有所下降.结合图2中电机磁通密度分布的规律可知，定、转子齿部和轭部磁通密度随转子槽数的增加而减小，因而使得电机铁耗随槽数的增加而降低.从图5还可以看出，铁耗下降幅度不大.5.3 电机性能对比由于采用通用变频器供电，对于电动汽车用异步电机来说，启动性能可以不必过多考虑.考虑到所设计电机为高功率密度电机，与同功率的传统电机相比，该电机体积要小得多，因此在设计时应保证电机定子电流密度不宜过大，同时电机应保证有较大的过载能力.将仿真得到的不同槽数下的电机性能进行对比，结果如表3所示.从表3可以看出，随转子槽数的增大，定子电流下降，最大转矩变大，其中 56槽和 68槽由于是极数的整数倍，漏抗很小，输出的最大转矩很大.进一步分析表3可知，不同槽数下的电机效率相差很小，最高仅相差 0.5%，说明转子槽数的变化对电机效率的影响较小.此外，不同槽数下的电机功率因数变化范围为 0.836～0.853，差别也很小.因此定子电流和最大转矩成为考核不同槽数电机性能好坏的主要指标.通过比较发现，转子槽数选为68槽时，与其他槽数的电机相比，电流密度最高可降低 2.97%；过载能力最高可提高 13.8%.综合电机的各项性能指标，当转子槽数设计为68槽时，既有较低的定子电密，又有较高的过载能力，电机有最优的性能输出.结合第 4节中不同槽数下的电机磁通密度分布和转矩波动情况，与 56槽相比，当槽数为 68槽时，电机输出转矩的波动性降低，平稳性更好；电机磁通密度分布合理，饱和程度更小，磁负荷降低.可见，转子槽数设计为 68槽时，电机电磁负荷较低，输出转矩平稳，并且有较高的效率和过载能力.本文针对电动汽车用笼形异步电机，采用场路耦合有限元的方法研究了不同转子槽数对电机性能的影响，包括电机的磁通密度分布、输出转矩的波动性、电机的铜耗和铁耗、效率和最大转矩等情况.通过对比分析电机各电磁性能参数的变化，得出当转子槽数为 68槽时，电机性能最好，且符合电动汽车对牵引电机的要求.【相关文献】［1］秦和. 关于小型三相鼠笼型异步电动机附加损耗与转矩曲线的计算［J］. 中小型电机，1977（2）：6-17. Qin He. Calculation of small three-phase squirrel-cage asynchronous motor about additional loss and torque curve［J］. Small & Medium Electric Machines，1977（2）：6-17（in Chinese）.［2］刘徽，胡虏生，濮开贵. 异步电机基于谐波磁场影响的槽配合综述［J］. 微特电机，1994（5）：12-16. Liu Hui，Hu Lusheng，Pu Kaigui. A general analysis of the slot number choice of asychronous machine based on harmonics field［J］. Small & Special Electrical Machines，1994（5）：12-16（in Chinese）.［3］王泽忠，严烈通. 异步电机斜槽转子三维涡流场计算［J］. 中国电机工程学报，1995，15（2）：118-123. Wang Zezhong，Yan Lietong. 3-D eddy current computation in squirrel cage rotor of induction motors［J］. Proceedings of the CSEE，1995，15（2）：118-123（in Chinese）.［4］辜承林，陈乔夫，熊永前. 电机学［M］. 武汉：华中科技大学出版社，2010. Gu Chenglin，Chen Qiaofu，Xiong Yongqian. Electric Machinery［M］. Wuhan：Huazhong University of Science and Technology Press，2010（in Chinese）.［5］戴文进，张景明. 电机设计［M］. 北京：清华大学出版社，2010. Dai Wenjin，Zhang Jingming. Design of Electrical Motors［M］. Beijing：Tsinghua University Press，2010（in Chinese）.［6］夏正泽，刘慧娟. 基于场路耦合法的异步牵引电机电磁场分析［J］. 微电机，2009，42（3）：21-23. Xia Zhengze，Liu Huijuan. Analysis on electromagnetic field of asynchronous traction motor based on fieldcircuit coupled method［J］. Micromotors，2009，42（3）：21-23（in Chinese）.［7］王水发，陈德为. 基于 ANSYS 的异步电动机电磁场分析［J］. 电气开关，2011（2）：20-23. Wang Shuifa，Chen Dewei. Analysis of the electromagnetic field of an asynchronousmotor based on ANSYS［J］. Electric Switchgear，2011（2）：20-23（in Chi nese）. ［8］杨洋. 基于 ansoft 的交流鼠笼式异步电动机电磁场的有限元分析［J］. 船电技术，2007，27（4）：201-203. Yang Yang. Finite element analysis of electromagnetic field of squirrel-cage asynchronous machine based on ansoft［J］. Marine Electric & Electronic Engineering，2007，27（4）：201-203（in Chinese）.［9］孙梦云. 基于场路耦合时步有限元法的感应电机瞬态分析［D］. 宜昌：三峡大学电气与新能源学院，2013. Sun Mengyun. Transient Analysis of Induction Motor Based on Time-Stepping Finite Element Method Coupled with the Circuit Equations［D］. 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Wuhan：School of Electrical and Electronic Engineering，Huazhong University of Science and Technology，2006（in Chinese）.［14］ Gyftakis K N，Kappatou J. The impact of the rotor slot number on the behaviourof the induction motor［J］. Advances in Power Electronics，2013，2013：1-9.。

自起动永磁电机最小转矩的时步有限元计算

ｓｎｈｏｏｓｍｔ（ＳＭＳｙｃｒｎｕｏｒＬＰＭ）ｓｒｎｒｃｓｃｎｉｅｉｇｈａｒｔｎｈｒｎｃａｄｓｉｆｃｏｅｏｔｔｇｐｏｅｓｏｓｒｅｓｔａｏ，ａｍｏｉｎｋｎｅｅｔｎｔａｉｄｎｔｕｉｈ
ｐｐｅｔｄｉｄｔｅｄｆｒｎａｃｌｔｎｃｎｉｏｓｏｈｆｅｔｆｔｅｎｎｍａｏｑｅｔｅｐｏｏｅｅｈａｒｓｕｅｈｉｆｅｔｃｌｕａｉｏｄｔｎｎｔｅｅｆｃｓｏｈｆｉｌｔｒｕ．ｈｒｐｓｄｍｔ — ｅｏｉｉｏｎｔｓｐｐｅａｌｂｐｌｅｏｔｅｍｉｉｍｏｑｅｖｌｅｃｌｕａｉｎｏｈｅｐｒｎｎｍｇｅｔｒｄｉｈｉａｒｃｒｅａｐｉｄｔｈｎｍｕｔｒｕａｕａｃｌｔｆｔｅｍａｅｔｎｎｔｍｏｏ．ｏ
张健，罗应立陈伟华姚丙雷，，
（．北电力大学电气与电子一程学院，京１２０；１华［北０２６２上海电器科学研究所（团）限公司，海２０６）集有上００３
摘
要：虑到起动过程中饱和、波及随转速变化的挤流效应等因素对转矩曲线的影响，究如考谐研
ｔｎｃｕｌｄｔｍｅｓｅｐｎｉｉｌｍｅｔｍｅｈｄ．Ｉｒｅｏｏｔｉｈｅｍｉｉｌｏｑｕａｕｅｆｏｒｐｄｙｉｏｐｅｉ — ｔｐｉｇｆｎｔｅｅｎｔｏｏｅｎｏｄｒｔｂａｎｔｎｍａｒｅｖｌｒｍａｉｌｔｌｕｔｕｖｓｗｈｃｏｑｅｖｒｕｐｅｒｔｆｔａｉｇｃｒｅｒｓｎｅｏｅａａｐｏｅｓｎｔ — ｈｓｐｐｒｐｅｅｔｄａｎｖｌｄｔｒｃｓｉｇｍｅｈｏｄ，ｕｉｇｗｈｃｔｃｎｇｔｔｅｍｉｍａｏｑｕｔａｃｌｔｎｔｒｉｇｐｏｅｓｏｙｏｃ．Ｆｉａｌｓｎｉｈｉａｅｈｎｉｌｔｒｅｗｉｈｃｌｕａｉｇａｓａｔｎｒｃｓｎｌｎｅｎｌｙ，ｔｉｈｓ

自起动永磁同步电机起动过程电枢反应退磁分析

卢伟甫，罗应立，赵海森
（华北电力大学电气与电子工程学院，京１２０）北０２６
摘要：了研究自起动永磁同步电机起动过程中电枢反应引起的永磁体退磁，用场一路一运动为采
耦合的时步有限元法，分析了自起动永磁同步电机起动过程中，电枢同步旋转磁场和转子永磁磁场的相对空间位置角６与电枢电流幅值对永磁体工作点磁密的影响，到了不同负载条件下的电枢得反应退磁特点。结果表明：当相对位置角６：叮时，Ｔ电枢磁场对永磁磁场的去磁作用较大，永磁体
中图分类号：Ｍ３１Ｔ５文献标志码：Ａ文章编号：１０ — ４Ｘ（０２０ — ０９００７４９２１）７０２ — ５
Ａｒａｕｅｒａｔｏｅａｎｔｚｔｏｎｌｓｓｆｒｌｎ－ｔｒｅｍａｅｔｍｔｒｅｃｉｎｄｍｇｅｉａｉｎａａｙｉｏｉｅｓａｔｐｒｎｎ
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ａｍａｕｅｍａｎｔｅｄＯｈｅｍａｅｔｍａｎｔｃｆｅｄｉｉｎｆｃｎ，ａｄｔｅａｅａｅｗｏｋｎｉｔｆｕｒｔｒｇｅｉｆｌＨｔｅｐｒｎｎｇｅｉｌｓｓｇｉａｔｎｈｖｒｇｒｉｇｐｏｎｘｃｉｉｉｌ
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Motor-CAD使用案例系列教程凌在汛-北京天源博通科技有限公司

Motor-CAD使用案例系列教程（一）凌在汛三相感应电机电磁热耦合计算北京天源博通科技有限公司2015年7月目录1几何建模 (1)1.1径向几何尺寸设置 (1)1.2轴向几何尺寸设置 (3)1.3电机3D视图查看 (5)2绕组设置 (7)2.1绕组信息定义 (7)2.2绕组类型设置 (9)3电机驱动设置 (13)4其它输入参数 (18)4.1材料 (18)4.2设置 (18)4.3材料数据库 (24)5电磁场模型求解 (28)5.1FEA电磁场计算 (28)5.2电磁场有限元模型编辑器 (31)5.3电机性能优化设计器 (31)6输出数据 (33)6.1驱动性能 (33)6.2电磁场计算参数 (34)6.3等效电路 (35)6.4各项电感 (38)6.5堵转运行 (39)6.6铁芯损耗 (40)6.7电机损耗 (42)7输出曲线 (43)8三相感应电机电磁热耦合分析 (50)9主要几何尺寸附录 (58)9.1Airgap气隙几何尺寸 (58)9.2Axial Dimensions轴向主要尺寸 (58)9.3Bearing轴承尺寸 (59)9.4Bore Sleeve套筒尺寸 (60)9.5Covered Fin 散热片尺寸 (61)9.6Cowling 整流罩尺寸 (61)9.7Encoder编码器尺寸 (63)9.8End Ring 端环尺寸 (63)9.9End Winding端部绕组尺寸 (64)9.10Endcap端盖尺寸 (66)9.11EWdg Insulation端部绕组绝缘 (67)9.12Fin散热片尺寸 (68)9.13Foot 底角尺寸 (69)9.14Housing 机壳尺寸 (71)9.15Motor Length电机长度 (72)9.16Plate 机座尺寸 (72)9.17Radial Geometry径向尺寸(内转子电机) (74)9.18Radial Geometry径向尺寸(外转子电机) (75)9.19Rotor Bar 转子导条尺寸 (76)9.20Rotor Duct 转子通风道尺寸 (81)9.21Rotor End Winding 转子端部绕组尺寸 (85)9.22Shaft 转轴尺寸 (86)9.23Shaft Groove 转轴上凹槽尺寸 (87)9.24Shaft Hole 转轴上孔径尺寸 (87)9.25Slot定子槽尺寸 (88)9.26Stator Duct 定子通风道尺寸 (89)9.27T ooth T ip 定子齿顶尺寸 (93)9.28T ooth Width定子齿宽 (94)9.29Wafter 转盘风扇尺寸 (94)9.30Radial Duct 径向通风道尺寸 (96)1几何建模1.1径向几何尺寸设置图 1 感应电机电磁计算几何界面概览图 2 选择电机横向切面视图图 3 电机横切面各项尺寸种类设置其中：Housing：机壳类型，包含16种机壳设置，用户可根据右侧显示图中的提示选择所需机壳；Slot type:定子齿槽设置，包含平行齿、平行槽等5种设置，梨形槽可通过设1置定子槽底倒角半径实现；Stator ducts：定子通风道设置，包含矩形通风道、圆形通风道等4类通风道；Mounting：装配形式，包含法兰式、底脚式、混合式安装形式；T op Bar：上层鼠笼导条形式，包含圆形槽、矩形槽、平行齿等4种；Bottom Bar:下层鼠笼导条形式，种类同上，当电机为单笼形式时，默认为none；Rotor ducts：转子通风道设置，包含圆形、弧形、矩形等4种通风道形式。

电压偏差条件下笼型感应电机的损耗特性

中图分类号：Ｍ３３Ｔ４文献标志码：Ａ文章编号：０７４９２１）５０１－７１０－４Ｘ（０００－０３０
Ｌｏｓｓｃｒｃｅｉｔｃｆｃｇｎｕｔｏｏｏｓｕｄｒｓｅｈａａｔｒｓｉｓｏａｅｉｄｃｉｎｍｔｒｎｅｖｌａｅｄｖａｉｎｃｎｉｉｎｓｏｔｇｅｉｔｏｏｄｔｏ
Ａｂｓｒｃ：ｎｏｄｒｔｔｄｈｏｓｃｒｃｅｓｉｓｏｈａｅｍｏｏｎｅｏｔｇｖａｉｎｃｎｉｏｔａｔＩｒｅｏｓｕｙｔｅｌｓｈａａｔｒｔｃｆｔｅｃｇｔｒｕｄｒｖｌｅｄｅｉｔｏｄｔｎ，ｉａｏｉ
赵海森，刘晓芳，罗应立，崔学深
（北电力大学电气与电子工程学院，北京１２０）华０２６
摘要：为了研究电压偏差条件下笼型感应电机的损耗特性，以一台Ｙ２Ｍ一２５８型２Ｗ电机为例，２ｋ
ｌｓｅｓｃｎｉｇｗｉｏｔｇｎｏｄｃｎｉｉｎｎｔｉｓａｌｉｈｒｔａｈｕａｅｔｌｉｏｏｓｏｓｓｉｈａｇｎｔｖｌｅａｄｌａｏｄｔｏｓａｄｉｓｕｕｌｈｇｅｈｎｔｅｆｎｄｍｎａｒｎｌｓ．ｈａｙ
利用场一路耦合时步有限元法，额定电压 ±１％范围内，在０定量分析电机带轻栽及额定负载时各项损

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文章编号：0258-8013 (2010) 24-0075-06 中图分类号：TM 346 文献标志码：A 学科分类号：470⋅40

多相感应电机场路耦合时步有限元分析乔鸣忠，梁京辉，张晓锋，李珺(海军工程大学电气与信息工程学院，湖北省武汉市 430033)

Field-circuit Coupled Time-stepping Finite Element Analysis for Multi-phase Induction Motors QIAO Ming-zhong, LIANG Jing-hui, ZHANG Xiao-feng, LI Jun (College of Electric and Information Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, Hubei Province, China)

ABSTRACT: A field-circuit-motion coupled time-stepping finite element analysis (FEA) model was presented for analyzing the multi-phase induction motor especially for solving the problem induced by non-sinusoidal power supply. The high order harmonics was taken into account when the motor was driven by SPWM strategy. The finite element analysis involving control circuit and electromagnetic field was provided, and a moving air-gap boundary method combining motor motion equation was adopted to simulate the transient process of motor. The performance of a five-phase induction motor drive system is analyzed using the proposed model. It was proved that calculation results are very close to the measurement results. Compared with analytical and experimental results, the effectiveness of this method is testified which indicated that proposed method has considered the slot effect and the influence of ferromagnetic non-linearity, and it can also be used in the analysis on other types of inverter-driven multi-phase motors.

KEY WORDS: multi-phase induction motor; field-circuit coupled; time-stepping finite element; moving air-gap boundary method; inverter-driven

摘要：为解决多相感应电动机在非标准正弦供电时的场路耦合分析问题，提出一种用于多相感应电动机的场路耦合运动时步有限元分析方法。考虑变频器供电时SPWM波中的高次谐波，给出控制电路与电磁场方程耦合的时步有限元分析方法，采用运动气隙边界法解决转子运动问题，与机械运动方程相结合，可对电机的瞬态过程进行仿真。应用上述模型对1台五相感应电动机及其调速系统进行分析，计算结果与样机实验结果吻合较好。将解析法、场路耦合法的计算结果与实验结果比较，表明场路耦合法能充分考虑电机齿槽效应以及铁磁材料的非线性影响，与实验结果更接近。该方法也可用于其他类型的多相电机逆变器供电的场路耦合分析。

关键词：多相感应电动机；场路耦合；时步有限元；运动气

隙边界法；逆变器供电 0 引言

最初发展多相电机的目的是为了解决三相电机输出转矩低频脉动问题和提高系统可靠性[1]。19世

纪90年代中期，船舶电力推进技术加速了多相电机及其驱动系统的发展[2-5]。由于多相感应电机需要由

变频器供电，其输入电压或电流为一系列的PWM波，其中含有大量的高次谐波，会影响电动机的性能，如导致转矩产生脉动，随之产生高次谐波损耗以及振动噪声等，故需对其进行场路耦合分析。对多相感应电动机的分析方法有：T型等效电路法、电磁场解析法和有限元数值计算法。由于在结构和运行原理上与变压器有很多相似之处，通常可将感应电机看作是“旋转的变压器”，故有些文献将变压器的等效电路稍作修改后得到感应电机的T型等效电路；但这类模型不能真实反映多相感应电机的运行机理，其分析结果与实测相比存在较大误差。文献[6-9]采用电磁场解析法以及状态变量法对多相感应电机进行分析，该方法最大的缺点是无法准确计及铁磁材料磁导率非线性的影响。场路耦合法可考虑铁磁材料非线性以及电压和转矩中的高次谐波，该方法的分析结果更接近于实际情况。文献[10-11]对标准正弦供电下交流电机的场路耦合问题进行了分析，但这些方法并不适用于逆变器供电时的情况。文献[12]提出了一种耦合计算处理方法，但因其增加了一些变量使问题变得更复杂，且没有考虑多相电机由变频器供电时的高次谐波问题，其分析结果与实测结果相比存在较大误差。文献[13]提出了一种新型场路耦合运动时步有76 中国电机工程学报第30卷限元分析方法，考虑了星形连接时中点电位不为0的情况，该方法可用于分析三相电机，但当电机为多相时(如12，15相等)，该方法的求解矩阵会变得非常复杂，给求解带来很大难度，无法推广到由变频器供电的多相感应电机。本文提出基于H桥的多相感应电动机场路耦合时步有限元分析方法，由于各相相互独立，简化了电机控制方式及定子电路方程，同时考虑电机端SPWM波供电和元件换流重叠过程。实现非理想正弦供电下的场路耦合有限元分析。采用运动气隙边界法求解定、转子的相对运动问题。最后应用本文提出的分析方法，对1台五相感应电动机进行性能分析，并进行实验验证。

1 电机定子电路方程本文以基于H桥三电平控制方式下的五相感应电机为例进行分析。图1为电机控制系统图，这里仅给出A相控制电路及其等效电路，其他相与A相相同。

D1 D2 T1 T2

UD/2 UD/2 a+ a−

(a) 电机控制系统

+au

au−ia

Lσ

(b) A相等效电路图图1 五相感应电机控制系统及A相等效电路图 Fig. 1 Control circuit of five-phase motor and equivalent circuit of phase A 电机定子绕组的连接方式不同于星形和三角形连接，而是由每相绕组引出2个接线端，单独由H桥供电。逆变器每相H桥的左右桥臂输出状态有：1）T1、T2导通，T3、T4截止时，桥臂的开关状态

记为‘P’，输出电压为UD/2；2）T2、T3导通，

T1、T4截止时，桥臂的开关状态记为‘O’，输出

电压为0；3）T3、T4导通，T1、T2截止时，桥臂的开关状态记为‘N’，输出电压为−UD/2。通过对每

相H桥左右桥臂开关状态的组合，可以使得逆变器的相电压输出为五电平。当采用上述绕组连接和控制方式时，电机每相绕组相互独立，绕组两端分别连接到上述桥臂的正负端。这样便简化了定子电路方程，不必考虑绕组星形连接时中点电位不为0的情况。设控制电路A相桥臂的输出电压为ua，则A

相绕组的电压平衡方程式可以表示为

aa1aa

ddieRiLutσ++= (1)

式中：ea为A相绕组的感应电势；R1为定子相电阻；ia为定子相电流；Lσ为定子A相的漏感值。

由于ua是一系列SPWM波，并非理想正弦电压源，故需给出其表达式。以单相桥臂为例，采用双载波调制方式时，如图2所示，使程序在每个时间步长之后，都要检验调制波的正负，从而与相应的载波进行比较，得到

Dc1refc1+aDc2refc2

/2,,0/2,,00, UuuuuUuuu>>

⎧

⎪=−<<⎨

⎪⎩其他

(2)

同理可得au−，则aaauuu

+−=−

u/V 0.0

1.0

−1.0

UD/2

−U

D/2

urefuc1

uc2

图2 双载波调制方式 Fig. 2 Schematic diagram of the carrier based cascade PWM

上述表达式很容易实现，令程序在每个时间步长之后对载波和调制波进行判断即可，通过这种方式可真实地模拟绕组端时间电压的情况。

2 场路耦合法稳态分析模型 2.1 数学模型本文的分析模型中以SPWM波电压为输入变量，同时将定子和转子电路方程与电磁场方程结合，将瞬时值表示的外电路方程与电磁场方程联立