劉 琨

（沈陽職業(yè)技術(shù)學(xué)院，沈陽 110045）

0 引言

最近，與多極永磁同步電機(jī)（PMSM）已經(jīng)發(fā)展成為一個(gè)混合動(dòng)力電動(dòng)汽車（HEV）的牽引電機(jī)。為了提高駕駛車輛的舒適性，它的設(shè)計(jì)應(yīng)該有正弦反電動(dòng)勢(shì)和低齒槽轉(zhuǎn)矩，這是低轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的主要影響因素[1]，并有高纏繞填充因子和氣隙磁通密度以提高永磁同步電機(jī)的功率謎底。多篇以滿足目標(biāo)函數(shù)的形狀優(yōu)化設(shè)計(jì)的論文已發(fā)表[2]。然而，正弦氣隙磁通密度和最小體積永久磁鐵永久磁鐵的形狀優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)部分永久磁鐵退磁會(huì)產(chǎn)生負(fù)面影響。

首先，由于安裝空間的限制牽引電機(jī)必需采用緊湊的設(shè)計(jì)。因此，作為牽引電機(jī)的永磁同步電動(dòng)機(jī)優(yōu)化，具有較高的繞組的填充因子和高能量在其轉(zhuǎn)子的永久磁鐵。然而，車輛的工作溫度和定子繞組的磁動(dòng)勢(shì)（MMF）比傳統(tǒng)的要高。永磁退磁的影響應(yīng)被視為一個(gè)主要的設(shè)計(jì)參數(shù)。一旦局部退磁發(fā)生，高于額定電流流入定子繞組以生成相同的負(fù)載轉(zhuǎn)矩。因此，工作點(diǎn)的熱是越來越多的增加。

在本文中，研究了考慮局部退磁效果的永久性磁鐵的形狀設(shè)計(jì)，并使用有限元法對(duì)其進(jìn)行了分析。作為一個(gè)分析模型，設(shè)計(jì)了用于高功率的車輛的外轉(zhuǎn)子永磁同步電機(jī)，如公共汽車和卡車。采用正弦反電動(dòng)勢(shì)的理念設(shè)計(jì)極弧比率為80%。對(duì)由于永久磁鐵的形狀產(chǎn)生的部分退磁的影響進(jìn)行了分析，采用4種形狀模型作為當(dāng)前的故障狀態(tài)和兩種最大轉(zhuǎn)矩和負(fù)載短路狀態(tài)的角度。提出了部分退磁外轉(zhuǎn)子永磁同步電動(dòng)機(jī)，齒槽轉(zhuǎn)矩，負(fù)載角曲線和反電動(dòng)勢(shì)的魯棒性形狀模型。此外，部分退磁后的特性進(jìn)行了分析和對(duì)測(cè)試驗(yàn)證提出了方法。

1 分析模型

高功率的混合動(dòng)力電動(dòng)汽車的永磁同步電動(dòng)機(jī)的規(guī)格如表1所示。每極定子槽數(shù)是1.5。它可以使用一個(gè)分段的核心和同心繞組。

分段齒定子和封閉槽設(shè)計(jì)旨在降低齒槽轉(zhuǎn)矩。由于在封閉槽漏磁通降低功耗的效果是最多的約2% 3%。對(duì)于一個(gè)多極電機(jī)，應(yīng)該使用高頻電流，低損耗硅鋼片。

表1 分析模型參數(shù)

表2 據(jù)極形狀模型的有限元分析結(jié)果

2 永磁退磁

圖1顯示了一個(gè)永磁退磁曲線。由于永久磁鐵的溫度提高到退磁發(fā)生的拐點(diǎn)200℃時(shí)，在430 kA / m和0.53T時(shí)存在退磁發(fā)生的拐點(diǎn)。關(guān)于設(shè)計(jì)的永久磁鐵的厚度，我們可以利用操作點(diǎn)Hd的磁場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)強(qiáng)度的拐點(diǎn)Hknee之間的關(guān)系，如式（1）所示：

這里αi是極弧比例，ω是每相匝數(shù)，lm是磁鐵的厚度，lg是氣隙厚度，p是極對(duì)數(shù)，Is是短路電流。

圖1 永磁退磁曲線的特征

圖2 分析模型的部分永磁退磁

電機(jī)短路電流是由有限元計(jì)算為606A，極限電流設(shè)置為400 A。為了設(shè)計(jì)一種經(jīng)濟(jì)的永磁同步電動(dòng)機(jī)控制驅(qū)動(dòng)器，我們改變成短路電流限制電流控制器。永久磁鐵工作溫度是在一個(gè)混合動(dòng)力電動(dòng)汽車牽引電機(jī)的情況下非常高。因此，我們應(yīng)該使用磁鐵的設(shè)計(jì)厚度的200℃的值。因此，我們可以采用此電機(jī)磁體的厚度為6毫米的設(shè)計(jì)。

但是，它是不可能的分析部分退磁。根據(jù)負(fù)載角發(fā)生的故障狀態(tài)，局部退磁方面變得不同。因此，采用有限元數(shù)值分析方法來研究部分退磁。

圖3 齒槽轉(zhuǎn)矩根據(jù)形狀模型的分析結(jié)果

圖4 部分退磁的分析結(jié)果

首先，我們將永久磁鐵按區(qū)域分成一些網(wǎng)格，計(jì)算在每個(gè)細(xì)分網(wǎng)格預(yù)磁化相反方向的電流輸入定子繞組的永磁磁通密度（或通量強(qiáng)度）。如果在每個(gè)網(wǎng)格的通量密度都在磁強(qiáng)度拐點(diǎn)值下，剩磁的元素是使用反沖線改為消磁一個(gè)B點(diǎn)（如圖1所示）。最后，我們可以誘導(dǎo)比例如圖1所示的永久磁鐵的溫度系數(shù)在20℃剩磁C點(diǎn)。

3 部分退磁的分析

為了研究與形狀相關(guān)的部分退磁，提出4種形狀模型，有80%的極弧率，如圖2所示。表2顯示了有限元分析的特征結(jié)果。

所有模型的反電動(dòng)勢(shì)的總諧波失真率（THD）均低于5%。齒槽轉(zhuǎn)矩的形狀模型1是所有模型中最小的。負(fù)載角的范圍超過95%的最大扭矩，這是關(guān)系到縮小變細(xì)的永久磁鐵的可控性。到現(xiàn)在為止，數(shù)篇論文給出了這些設(shè)計(jì)變量的形狀優(yōu)化的研究結(jié)果。但是，我們應(yīng)該考慮部分的依賴永磁退磁效應(yīng)。圖3顯示了齒槽轉(zhuǎn)矩波形的形狀模型。

在最差的輸入電流和溫度的假設(shè)條件下對(duì)局部退磁進(jìn)行了分析[3]。圖4顯示了在不同的負(fù)載的最大扭矩和短路情形下部分退磁200℃退磁曲線的分析結(jié)果?？梢园l(fā)現(xiàn)，部分退磁只在N極（或S極）的磁鐵上發(fā)生。在形狀模型4的情況下，消磁面積比別人更廣。

為了研究局部退磁的效果，我們采用形狀模型4分析如反電動(dòng)勢(shì)，負(fù)載角曲線，和齒槽形狀模型退磁后的扭矩特性的變化。圖5顯示了部分退磁效應(yīng)在兩種負(fù)載的角度參數(shù)分析結(jié)果。我們核實(shí)，部分退磁對(duì)電機(jī)參數(shù)的有害影響，以及功率密度。最后，我們決定采用形狀模型1作為一個(gè)魯棒的外轉(zhuǎn)子永磁同步電動(dòng)機(jī)型的混合動(dòng)力汽車。

圖6顯示了退磁效應(yīng)的實(shí)驗(yàn)裝置。為了部分消磁的永磁，我們輸入400 A的電機(jī)故障電流，電機(jī)溫度增加約200℃。之后，我們測(cè)量一個(gè)反電動(dòng)勢(shì)波形為驗(yàn)證提出的方法。圖7顯示了在最大扭矩負(fù)載角的退磁測(cè)試后的反電動(dòng)勢(shì)。與圖5的仿真結(jié)果相比，它顯示了良好的一致性。

圖5 部分退磁后的特征

圖6 外轉(zhuǎn)子永磁同步電機(jī)的實(shí)驗(yàn)設(shè)置

圖7 局部退磁最大扭矩負(fù)載角反電動(dòng)勢(shì)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié)論

在本文中，我們使用有限元分析兩種故障狀態(tài)永久磁鐵的部分退磁。我們提出一個(gè)有效的形狀模型，考慮局部退磁，以及齒槽轉(zhuǎn)矩和反電動(dòng)勢(shì)的永久性磁鐵。在外轉(zhuǎn)子永磁同步電動(dòng)機(jī)的混合動(dòng)力電動(dòng)汽車情況下，形狀優(yōu)化的尖細(xì)永磁表面高功率的會(huì)對(duì)局部退磁產(chǎn)生影響。由于部分退磁惡化電機(jī)的特性嚴(yán)重，所提出的方法對(duì)牽引電機(jī)具有依賴性。

[1] K. J. Lee, K. C. Kim, S. Kim, J. S. Ahn, S. Y. Lim, and J. Lee,“Optimal magnet shape to improve torque characteristics of interior permanent magnet synchronous motor,” J. Appl.Phys., pt. 2,3, 2005, 97(10).

[2] M. F. Hsieh and Y. S. Hsu, “An investigation on influence of magnet arc shaping upon back electromotive force waveforms for design of permanent- magnet brushless motors,” IEEE Trans. Magn., 2005, 41(10).

[3] M. Rosu, J. Saitz, and A. Arkkio, “Hysteresis model for finite-element analysis of permanent-magnet demagnetization in a large synchronous motor under a fault condition,” IEEE Trans. Magn., 2005, 41(6): 2118-2123.