王殿友

(佳木斯電機(jī)股份有限公司，黑龍江佳木斯154002)

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高壓高效三相異步電動(dòng)機(jī)空載附加損耗分析與計(jì)算

王殿友

(佳木斯電機(jī)股份有限公司，黑龍江佳木斯154002)

摘要對高壓高效三相異步電動(dòng)機(jī)空載附加損耗產(chǎn)生的原因以及計(jì)算方法進(jìn)行分析。并以一臺(tái)1000kW電動(dòng)機(jī)為例，建立求解高壓高效三相異步電動(dòng)機(jī)的二維瞬態(tài)場有限元模型，準(zhǔn)確計(jì)算了電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)的氣隙磁密。 在二維瞬態(tài)場計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，計(jì)算電機(jī)空載運(yùn)行狀況下的附加損耗。最后通過鐵耗分離試驗(yàn)得到電機(jī)空載附加損耗的試驗(yàn)值，并與計(jì)算值進(jìn)行對比分析，驗(yàn)證了該計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

關(guān)鍵詞三相異步電動(dòng)機(jī)；附加損耗；有限元

0引言

電動(dòng)機(jī)作為耗電產(chǎn)品廣泛應(yīng)用于工業(yè)、商業(yè)、公共設(shè)施、家用等各個(gè)領(lǐng)域。電動(dòng)機(jī)中用量較大的是三相異步電動(dòng)機(jī)，因此提高異步電機(jī)效率水平，對降低電能消耗、節(jié)省能源等方面的研究有著重大意義。GB 30254—2013《高壓三相籠型異步電動(dòng)機(jī)能效限定值及能效等級》的發(fā)布實(shí)施以及“惠民工程”的提出，標(biāo)志著高效節(jié)能電機(jī)將是今后電機(jī)研制的一個(gè)主要方向。

空載附加損耗的高低對電動(dòng)機(jī)的效率及溫升影響很大，因此準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)中的空載附加損耗一直是高效電機(jī)設(shè)計(jì)的研究方向。傳統(tǒng)的電機(jī)設(shè)計(jì)理論對附加損耗的計(jì)算是很粗略的，利用了大量的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，導(dǎo)致理論計(jì)算與試驗(yàn)得出的數(shù)據(jù)誤差較大[1]，從而導(dǎo)致某些型號(hào)電動(dòng)機(jī)效率的設(shè)計(jì)值與試驗(yàn)值具有較大的誤差。因此，深入分析空載附加損耗的計(jì)算方法是很有必要的。

采用數(shù)值法可以充分考慮電機(jī)鐵心結(jié)構(gòu)的變化、氣隙磁場的高次諧波、磁路飽和等[2]，因此本文以一臺(tái)1000kW電動(dòng)機(jī)為研究對象，建立了發(fā)電機(jī)的二維有限元模型，分析了電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)的磁場分布情況，計(jì)算了電動(dòng)機(jī)的空載附加損耗，并與試驗(yàn)值對比，驗(yàn)證了計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，對高壓高效電動(dòng)機(jī)的電磁設(shè)計(jì)具有重要意義。

1空載附加損耗

三相異步電動(dòng)機(jī)空載時(shí)鐵心中的附加損耗主要是指鐵心表面損耗和齒中脈振損耗，它是由氣隙中的諧波磁場引起的。諧波磁場的形成主要是由于電機(jī)鐵心開槽引起氣隙磁導(dǎo)不均勻。

1.1　鐵心表面損耗

電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行過程中，當(dāng)諧波磁場相對與鐵心表面發(fā)生相對運(yùn)動(dòng)時(shí)，就在鐵心硅鋼片的表面層附近產(chǎn)生渦流損耗和磁滯損耗。由于這種損耗主要集中于表面一薄層內(nèi)，故稱為鐵心表面損耗。

1.2　齒中脈振損耗

因?yàn)槎ㄗ雍娃D(zhuǎn)子開槽，齒中的磁感應(yīng)就取決于各個(gè)定子和轉(zhuǎn)子齒的相互位置。如果一個(gè)定子齒正好對著一個(gè)轉(zhuǎn)子齒，則氣隙中的磁感應(yīng)就是最大值；反之，如果一個(gè)定子齒正好對著一個(gè)轉(zhuǎn)子槽，氣隙的磁感應(yīng)就是一個(gè)最小值，如圖1所示。

(a)定子齒與轉(zhuǎn)子齒相對示意圖

(b)定子齒與轉(zhuǎn)子槽示意圖

如果轉(zhuǎn)子相對定子轉(zhuǎn)動(dòng)，由于磁導(dǎo)的周期性變化，一個(gè)槽距上的磁通也發(fā)生周期性的變化。因而通過定子齒的磁通就在它的最大值和最小值之間脈振，這樣鐵心中就出現(xiàn)附加的渦流損耗，這些損耗稱為脈振損耗。對于轉(zhuǎn)子來說，也可做相似的考慮[3]。

2模型與邊值問題

本文所研究的三相異步電動(dòng)機(jī)，基本參數(shù)見表1。

表1　電動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

對磁場進(jìn)行有限元分析的基本假設(shè)如下[2]：

(1)磁場沿電機(jī)軸向不變，把問題作為二維磁場來處理；

(2)忽略定子繞組中渦流引起的集膚效應(yīng)，認(rèn)為電密在定子繞組截面上保持均勻；

(3)忽略溫度對電導(dǎo)率的影響，假定計(jì)算溫度為 75℃；

(4)忽略電網(wǎng)中的諧波含量，認(rèn)為激勵(lì)為正弦函數(shù)。

本文所選樣機(jī)的二維有限元模型見圖2，在給定的求解區(qū)域內(nèi)，用向量磁位對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行表述。根據(jù)假設(shè)，只有分量，即，則滿足的二維非線性恒定磁場的邊值條件為

(1)

式中，Js—電流密度的軸向分量；μ—磁導(dǎo)率；S—二維有限元模型的外邊界。

圖2　電動(dòng)機(jī)二維有限元模型

3空載附加損耗的分析與計(jì)算

3.1　空載磁場分析

利用有限元法計(jì)算空載附加損耗首先需要進(jìn)行二維瞬態(tài)場計(jì)算，根據(jù)二維瞬態(tài)場有限元數(shù)學(xué)模型，計(jì)算電機(jī)空載磁場，電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行至1.64s時(shí)已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，該時(shí)刻電動(dòng)機(jī)的磁場分布如圖3所示。

(a)磁力線分布圖

(b)磁密分布圖

電機(jī)空載運(yùn)行穩(wěn)定后，提取其一對極下的氣隙磁密，并對其進(jìn)行傅里葉分解，氣隙磁密及諧波分析如圖4所示。從圖4中可以看出，電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)，其一對極下得氣隙磁密分布均勻?qū)ΨQ。

(a)氣隙磁密

(b)諧波幅值

氣隙磁密的各次諧波分量的幅值見表2。從表2中可以看出，在各次諧波中17次和19次諧波幅值相對于其它次諧波來說要大很多，分別占基波含量的 1/3左右，根據(jù)樣機(jī)的結(jié)構(gòu)參數(shù)可以確定，17次和19次諧波為該樣機(jī)的一階齒諧波，齒諧波分量與電動(dòng)機(jī)定、轉(zhuǎn)子槽配合及定、轉(zhuǎn)子槽形尺寸關(guān)系密切[4]。齒諧波是引起電機(jī)空載表面附加損耗的主要原因，因此該分析結(jié)果為電機(jī)空載表面附加損耗的準(zhǔn)確計(jì)算奠定了基礎(chǔ)。

表2　氣隙磁密諧波分量幅值

3.2　空載表面附加損耗的分析與計(jì)算

在異步電動(dòng)機(jī)中，定子和轉(zhuǎn)子鐵心均由硅鋼片疊壓而成，而且定子和轉(zhuǎn)子都槽。定子開槽引起的氣隙磁導(dǎo)齒諧波磁場會(huì)在轉(zhuǎn)子表面產(chǎn)生表面損耗，反之也是。轉(zhuǎn)子表面損耗為[5]

(2)

式中，t2、b02—轉(zhuǎn)子齒距和轉(zhuǎn)子槽口寬；D2、lt2′—轉(zhuǎn)子鐵心外徑和鐵心長度；轉(zhuǎn)子表面單位面積上的損耗為PA2=0.5k0(Z1n)1.5(B01t1)2；B01—諧波幅值。

根據(jù)上式及3.1節(jié)中得到的氣隙磁密諧波幅值計(jì)算得到的電動(dòng)機(jī)空載轉(zhuǎn)子表面附加損耗如表3所示。

表3　空載轉(zhuǎn)子表面附加損耗

從表3中可以看出，電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)，表面附加損耗主要是由一階齒諧波磁場引起的，高階齒諧波引起的表面附加損耗數(shù)值非常小。因此在計(jì)算異步電動(dòng)機(jī)空載表面附加損耗時(shí)，高階齒諧波的影響可以忽略不計(jì)。

3.3　空載脈振損耗的分析與計(jì)算

在電動(dòng)機(jī)二維瞬態(tài)場計(jì)算的基礎(chǔ)上，對于定子齒部某剖分單元e而言，脈振損耗為

(3)

式中，k—損耗增加系數(shù)；σe—鐵心材料渦流損耗系數(shù)；Bp1—齒中磁通密度脈振振幅。

因此，定子齒部脈振損耗為

(4)

將式(2)和式(4)中各符號(hào)的下標(biāo)1及2相互對換，就可以得到定子表面損耗和轉(zhuǎn)子齒脈振損耗的計(jì)算公式。

根據(jù)以上公式及二維瞬態(tài)場的計(jì)算得到電動(dòng)機(jī)的空載附加損耗計(jì)算結(jié)果，見表4?？梢钥闯觯瑯訖C(jī)空載附加損耗為10067.05W；在空載附加損耗的計(jì)算結(jié)果中，定子表面損耗和定子脈振損耗數(shù)值相對較小，在工程近似計(jì)算中可忽略這兩項(xiàng)的數(shù)值，減少了計(jì)算時(shí)間，縮短了產(chǎn)品的開發(fā)周期。

表4　空載附加損耗計(jì)算結(jié)果

4空載附加損耗試驗(yàn)結(jié)果對比分析

異步電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)，輸入功率消耗在定子銅耗、鐵耗、機(jī)械耗和空載附加損耗上(轉(zhuǎn)子電流很小，轉(zhuǎn)子銅耗忽略不計(jì))，其中定子銅耗及機(jī)械耗的測量比較容易，難點(diǎn)在于鐵耗及附加損耗的分離。

將鐵耗與空載附加損耗分離需用另一臺(tái)輔助電機(jī)把被測電機(jī)的轉(zhuǎn)子拖到同步轉(zhuǎn)速ns進(jìn)行試驗(yàn)。此時(shí)n= ns，s=0，I2=0，轉(zhuǎn)子的機(jī)械損耗和空載附加損耗全由輔助電動(dòng)機(jī)供給，定子電流純?yōu)榧ご烹娏?。所以把此時(shí)定子輸入功率減去此時(shí)的定子銅耗便得到基本鐵耗，再將空載試驗(yàn)測量出的鐵耗與空載附加損耗之和，將基本鐵耗去除，則得到該電機(jī)的空載附加損耗[6]。

表5中給出了幾個(gè)規(guī)格電動(dòng)機(jī)空載附加損耗的計(jì)算值(有限元法)和試驗(yàn)值的對比。從表中數(shù)據(jù)可以看出，除了個(gè)別規(guī)格外，計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差并不是太大，基本都在10%以內(nèi)，對比結(jié)果可以驗(yàn)證本文附加損耗計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

表5　空載附加損耗計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對比

5結(jié)語

本文以一臺(tái)1000kW電動(dòng)機(jī)為研究對象，計(jì)算了電動(dòng)機(jī)空載運(yùn)行時(shí)的表面附加損耗和齒部脈振損耗，并將計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行對比分析，得出以下結(jié)論。

(1)表面附加損耗主要是由一階齒諧波磁場引起的，高階齒諧波引起的表面附加損耗數(shù)值非常小。因此在計(jì)算異步電動(dòng)機(jī)空載表面附加損耗時(shí)，高階齒諧波的影響可以忽略不計(jì)；

(2)定子表面損耗和定子脈振損耗數(shù)值相對較小，在工程近似計(jì)算中可忽略這兩項(xiàng)的數(shù)值，減少了計(jì)算時(shí)間，縮短了產(chǎn)品的開發(fā)周期；

(3)根據(jù)空載附加損耗的計(jì)算值與試驗(yàn)值對比結(jié)果，能夠驗(yàn)證計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，對高壓高效異步電動(dòng)機(jī)的電磁設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義。

參考文獻(xiàn)

[1]楊樞林，段淑貞，秦斌．三相異步電動(dòng)機(jī)中的槽形對空載附加損耗的影響[J]．機(jī)械管理開發(fā)，2007，(1)：1-2．

[2]湯蘊(yùn)璆，梁艷萍．電機(jī)電磁場的分析與計(jì)算[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010．

[3]B.海勒爾，V.哈馬塔．異步電動(dòng)機(jī)中諧波磁場的作用[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社,1980．

[4]左濤．異步電動(dòng)機(jī)定、轉(zhuǎn)子槽配合對附加損耗的影響[J]．防爆電機(jī)，2006，41(6)：46-47．

[5]陳世坤．電機(jī)設(shè)計(jì)[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2000．

[6]許實(shí)章．電機(jī)學(xué)[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1992．

Analysis and Calculation on Noload Additional Loss of

High-Voltage High-Efficiency Three-Phase Induction Motor

WangDianyou

(Jiamusi Electric Machine Co.,Ltd.,Jiamusi 154002, China)

AbstractThe cause and calculation method on additional loss of high-voltage high-efficiency three-phase induction motor at noload were analyzed. Taking a 1000kW motor as an example, a finite-element model for solving 2-D transient field of the motor was established and air-gap flux density distribution of the motor at noload was accurately calculated. The additional loss of the motor under noload running state was calculated based on calculation result of 2-D transient field. Finally, the experimental result of additional loss of the motor at noload was obtained by iron loss separation test. By comparing experimental result with calculation result, accuracy of the calculation method was verified.

Key wordsThree-phase induction motor；additional loss；finite element

收稿日期：2015-08-20

作者簡介：王殿友男1971年生；畢業(yè)于哈爾濱理工大學(xué)電氣工程專業(yè)，碩士研究生，現(xiàn)從事電機(jī)設(shè)計(jì)研發(fā)工作.

中圖分類號(hào)：TM306

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1008-7281(2015)06-0027-004

DOI:10.3969/J.ISSN.1008-7281.2015.06.09