陳學永，李朝江，杜靜娟，呂海英，黃新雨

（1.天津大學內(nèi)燃機研究所，天津 300072；2.天津城建大學控制與機械工程學院，天津 300384；3.天津農(nóng)學院工程技術(shù)學院，天津 300384）

近年來隨著智能建造技術(shù)的發(fā)展，高速永磁同步電機HSPMSM（high speed permanent magnet synchronous motor）由于具有高效率和高功率密度的特點而被廣泛應用于污水處理中的鼓風機驅(qū)動等領(lǐng)域。然而，HSPMSM需要考慮多種因素，如功率損耗、熱分布、永磁退磁、控制方式和轉(zhuǎn)子動力學等[1]。文獻[2]以“一”型和“V”型2種不同磁極結(jié)構(gòu)的35 kW永磁同步電機為研究對象，在永磁體總量和磁極分塊相同的情況下，利用有限元法與解析法，分析了“一”型和“V”型轉(zhuǎn)子在弱磁時磁鋼表面的磁通和變化情況，分析了不同磁鋼結(jié)構(gòu)電機在同等的弱磁、不同轉(zhuǎn)速、不同弱磁超前角和不同Id電流時的轉(zhuǎn)子磁鋼渦流損耗和特點，得出在弱磁條件下“V”型結(jié)構(gòu)的磁鋼渦流損耗大于“一”型結(jié)構(gòu)的結(jié)果；文獻[3-4]的研究結(jié)論為相關(guān)電機的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計提供了參考依據(jù)。因此，轉(zhuǎn)子損耗是電機設計的關(guān)鍵部分。文獻[5-6]研究結(jié)果對使用非晶態(tài)金屬定子鐵心與鈦合金外殼的高速電機設計和優(yōu)化具有一定的指導意義；文獻[7]對具有集中繞組的高速永磁同步電動機在大范圍調(diào)速內(nèi)的轉(zhuǎn)矩質(zhì)量和磁阻損耗進行了優(yōu)化，通過建立高速永磁電機的損耗模型，對其進行了退磁分析；文獻[8]的改進模型考慮了諧波和旋轉(zhuǎn)磁場的影響，實現(xiàn)了鐵損的高精度估計。此外，高頻永磁同步電機的渦流損耗主要是由諧波和高轉(zhuǎn)速引起的，從而導致轉(zhuǎn)子溫度過高。文獻[9-10]對3種不同護套材料下的永磁同步電動機轉(zhuǎn)子渦流損耗進行了研究和分析。這種差異有助于選材的選擇；文獻[11]為了削弱滑?？刂浦械亩墩瘳F(xiàn)象，提高永磁同步電機的無位置傳感器矢量控制性能，提出了一種改進型滑模觀測器；文獻[12]提出一種適用于高鐵牽引系統(tǒng)優(yōu)化同步調(diào)制區(qū)的內(nèi)置式永磁同步電機無位置傳感器控制策略。因此，在HSPMSM中應充分考慮轉(zhuǎn)子損耗，研究如何降低損耗和相應的控制方法。

本文研究了一種應用于鼓風機中功率55 kW、轉(zhuǎn)速18 000 r/min的高速永磁同步電機。采用有限元分析方法計算了電機在不同轉(zhuǎn)速情況下的渦流損耗。為了防止電機轉(zhuǎn)速過高導致磁鋼退磁，本文通過有限元法對轉(zhuǎn)子的護套材料、護套厚度進行合理的選擇，對不同護套的厚度進行分析，以降低電機高速狀態(tài)下產(chǎn)生的損耗，防止電機溫度過高導致永磁體退磁，保證電機的安全穩(wěn)定運行。對自適應濾波器與滑模觀測器進行了分析，選用一種自適應濾波滑膜觀測器對HSPMSM進行控制。最后，通過高速電機的實驗驗證溫度仿真結(jié)果的精確性。

1 高速永磁同步電機結(jié)構(gòu)

本文設計了一種功率55 kW、轉(zhuǎn)速18 000 r/min的瓦片形高功率永磁同步電機，其結(jié)構(gòu)包括電機定子、復合轉(zhuǎn)子、機殼等。電機設計為4極24槽結(jié)構(gòu)，定子鐵心由0.2 mm的低損耗硅鋼片組成。電機的主要參數(shù)如表1所示。

表1 電機的基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of motor

由于此電機額定轉(zhuǎn)速較高，對電機轉(zhuǎn)子強度有較高的要求，本文提出一種新型的含極間填充塊的高速HSPMSM轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。轉(zhuǎn)子由磁鋼、填充塊、非導磁金屬護套與轉(zhuǎn)子鐵心組成，磁鋼采用釹鐵硼N35UH，耐溫180℃，轉(zhuǎn)子截面如圖1所示。其中永磁體為瓦片形結(jié)構(gòu)，與永磁體配合使用過盈量安裝在轉(zhuǎn)軸表面的4部分即為填充物，其材料使用DW35硅鋼片疊壓制成。其中，填充塊與永磁體具有相同的內(nèi)徑、外徑。HSPMSM在此新型結(jié)構(gòu)的影響下，利用填充塊與磁鋼之間的過盈量配合安裝來增加磁鋼的預壓力，從而提高HSPMSM轉(zhuǎn)子的松脫轉(zhuǎn)速。

圖1 高速電機的新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig.1 Novel rotor structure for high-speed motor

由于轉(zhuǎn)子的護套需要選擇合適的材料來降低轉(zhuǎn)子損耗。故在滿足強度的前提下，建議采用厚度較小的護套增加氣隙寬度，同時有利于減少電機正常運行時產(chǎn)生的渦流損耗。在理論分析與經(jīng)驗結(jié)合的基礎上，通過對轉(zhuǎn)子渦流損耗與溫度場進行耦合計算，選擇適合高速電機轉(zhuǎn)子護套的材料與厚度，以獲得更好的電機可靠性。

2 轉(zhuǎn)子損耗分析

對電機繞組磁動勢的特征進行分析[1]，設k次諧波電流產(chǎn)生的v次磁動勢空間諧波F(k,v)，其幅值計算為

利用電機同步轉(zhuǎn)速與頻率之間的關(guān)系可得，在正序電流產(chǎn)生的v=6h+1(h=0,1,…)次的磁動勢諧波與負序電流產(chǎn)生的v=6h-1(h=1,2,…)次的磁動勢諧波共同影響下，F(xiàn)(k,v)相對于定子的轉(zhuǎn)速為

式中：fk為k次諧波對應的頻率；f1為基波頻率；n1為電機額定轉(zhuǎn)速。則F(k,v)相對于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速為

F(k,v)相對于轉(zhuǎn)子的交變頻率為

在負序電流產(chǎn)生的v=6h+1(h=0,1,…)次的磁動勢諧波與正序電流產(chǎn)生的v=6h-1(h=1,2,…)次的磁動勢諧波的共同影響下，F(xiàn)(k,v)相對于定子的轉(zhuǎn)速為

F(k,v)相對于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速為

F(k,v)相對于轉(zhuǎn)子的交變頻率為

式中，負號是為了區(qū)分磁動勢諧波轉(zhuǎn)向與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)向的不同。

根據(jù)上述理論分析可知，由于轉(zhuǎn)子護套會影響電機正常運行時的氣隙磁密，故在選擇不同厚度的轉(zhuǎn)子護套時，F(xiàn)（k，v）會隨之改變。故本節(jié)分別在護套厚度為2.0、2.5、3.0、3.5 mm時，通過有限元法對電機額定運行時的定子損耗進行計算，如圖2所示，護套材料選擇鈦合金，轉(zhuǎn)子填充物材料選擇硅鋼。

通過對比云圖2可以看出，在不同護套厚度下，電機產(chǎn)生在定子上的損耗隨著護套厚度的增大而增大，且在2.0～2.5 mm區(qū)間內(nèi)定子損耗變化較大。綜合考慮在高速運行時的轉(zhuǎn)子損耗、轉(zhuǎn)子強度、工藝制作等方面，故本文選定3.0 mm為應用于此款高速電機轉(zhuǎn)子的護套厚度。

圖2 4種不同轉(zhuǎn)子護套厚度設計的損耗Fig.2 Loss of designs with four different rotor sleeve thicknesses

由于本文的研究對象具有18 000 r/min高轉(zhuǎn)速與600 Hz的高頻諧波率，故HSPMSM護套與填充物內(nèi)的渦流損耗是轉(zhuǎn)子的主要損耗。由于隨著轉(zhuǎn)速的增大，使得電機渦流損耗也會增大，故在HSPMSM中，渦流損耗的分析顯得尤為重要?；谟邢拊治龅鸟詈蠄雎贩ㄓ嬎戕D(zhuǎn)子損耗，護套厚度3.0 mm的計算結(jié)果云圖如圖3所示。

圖3 轉(zhuǎn)子有限元損耗模型Fig.3 Finite element model of rotor loss

轉(zhuǎn)子護套渦流損耗分析的數(shù)學表達式為

式中：ke為渦流損耗系數(shù)；C1、C2為過程參數(shù)；μ為相對磁導率；ψ為磁鏈；Bδ為氣隙處的磁密度；σ為漏磁系數(shù)；M為護套厚度；δ為氣隙長度；r0、r1分別為氣隙內(nèi)徑與外徑；a、b、c、d0、d1分別為轉(zhuǎn)軸外徑、永磁體外徑、護套外徑、填充物內(nèi)徑、填充物外徑；填充物厚度與永磁體厚度相同，故兩者都用H表示；L為永磁體長；Q為定子槽數(shù)；ω為轉(zhuǎn)子角速度；Peddy為渦流損耗產(chǎn)生的功率。

3 護套材料對轉(zhuǎn)子損耗的影響

護套材料是影響電機的整體性能的一個很重要的因素。針對碳纖維、鈦合金、不銹鋼3種材料在不同頻率下的渦流損耗進行有限元分析。分析模型參數(shù)如表2所示。

表2 轉(zhuǎn)子、護套、填充物基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of rotor,sleeve and filler

不同護套材料在不同轉(zhuǎn)速下的轉(zhuǎn)子渦流損耗如圖4所示。通過對3種護套常用材料的渦流損耗分析可得出結(jié)論，碳纖維在電機不同轉(zhuǎn)速下產(chǎn)生的渦流損耗基本不發(fā)生變化，為130 W；護套的材料為鈦合金時，在額定轉(zhuǎn)速18 000 r/min下，電機產(chǎn)生的渦流損耗為290 W，且此數(shù)值會隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加；對于不銹鋼材料，在與上述相同的額定工況下產(chǎn)生的渦流損耗為508 W，數(shù)值同樣會隨轉(zhuǎn)速升高而增大，且變化較大。故綜上所述，考慮到電機在高速運行時產(chǎn)生的損耗、轉(zhuǎn)子的散熱、加工工藝及制造難度，本文選用鈦合金作為高速電機護套的材料。

圖4 不同護套材料在不同轉(zhuǎn)速下的轉(zhuǎn)子渦流損耗Fig.4 Rotor eddy-current loss of different sleeve materials at different speeds

4 無位置傳感器矢量控制方法研究

由編碼器捕獲電機轉(zhuǎn)子位置及轉(zhuǎn)速信號的普通PMSM的控制系統(tǒng)具有明顯的缺點，如降低系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性，且編碼器用于HSPMSM驅(qū)動系統(tǒng)時，其成本增加。因此此節(jié)對用于HSPMSM驅(qū)動系統(tǒng)的無位置傳感器矢量控制算法進行研究。PMSM根據(jù)不同的轉(zhuǎn)速，用于驅(qū)動系統(tǒng)的無位置傳感器控制可分為2種：第1種為高頻信號注入法，此控制策略適用于零、低轉(zhuǎn)速PMSM；第2種為模型法，該控制策略適用于中、高轉(zhuǎn)速PMSM，例如滑模觀測器SMO（synovial membrane observer）法、模型參考自適應MRAS（model reference adaptive system）法和擾動觀測器法等。

在各類模型法中，滑模觀測器由于其具有抗擾性強、動態(tài)響應快、對自身參數(shù)變化不敏感等特點，在中、高轉(zhuǎn)速工況中得到廣泛應用。HSPMSM的無位置傳感器矢量控制策略框圖如圖5所示。

圖5 高速電機無位置傳感器矢量控制框圖Fig.5 Block diagram of high-speed motor sensorless vector control

電機在兩相靜止坐標系下的定子電壓方程為

基于上述定子電壓方程可以得到此時的定子電流觀測器表達式為

由此可以估算出轉(zhuǎn)子位置及速度。轉(zhuǎn)子位置觀測器設計如圖6所示。

圖6 轉(zhuǎn)子位置觀測器結(jié)構(gòu)框圖Fig.6 Block diagram of structure of rotor position observer

滑膜觀測器中含有高頻開關(guān)分量，需要低通濾波器LPF（low-pass filter）過濾掉高頻分量，但低通濾波器的存在會產(chǎn)生反電動勢相位推算的延遲，使滑膜觀測器捕獲到的轉(zhuǎn)子位置產(chǎn)生延遲，會產(chǎn)生電機直流偏移的計算誤差，降低捕獲轉(zhuǎn)子位置時的精度。

自適應同步濾波器可以有效地消除反電動勢的諧波和抖振對信號測量帶來的誤差。其利用鎖相環(huán)反饋的位置信號，自適應地消除上述因素，在此基礎上輸出基波反電動勢。最后，利用基波反電動勢和基波轉(zhuǎn)速，正交鎖相環(huán)計算出轉(zhuǎn)子位置和速度。采用自適應濾波的轉(zhuǎn)子位置觀測器如圖7所示。

圖7 采用自適應濾波的轉(zhuǎn)子位置觀測器Fig.7 Rotor position observer using adaptive filtering

轉(zhuǎn)子位置誤差對比和轉(zhuǎn)速誤差對比分別如圖8和圖9所示。

圖8 轉(zhuǎn)子位置誤差對比Fig.8 Comparison of rotor position error

圖9 轉(zhuǎn)速誤差對比Fig.9 Comparison of speed error

由圖8和圖9可以看出，采用自適應濾波滑模觀測器穩(wěn)態(tài)精度高，超調(diào)很小。以往的滑模觀測器雖然加上了LPF，但超調(diào)量很大。兩種觀測器速度跟蹤性能都能滿足要求，但自適應濾波滑膜觀測器誤差更小。

5 實驗驗證

通過對3.0 mm護套厚度的HSPMSM進行溫升測量實驗，對上述有限元損耗計算結(jié)果進行驗證。首先利用有限元法計算電機在額定工況下電機產(chǎn)生的渦流損耗，然后將損耗結(jié)果加載至溫度場內(nèi)進行磁熱多物理場耦合仿真，由此可以得到HSPMSM在額定工況下運行時的溫度分布。在得到有限元計算結(jié)果后，對電機進行溫升實測實驗以驗證耦合仿真的精確性。該鼓風機的高速電機的測試平臺是負載測試，負載為鼓風箱，如圖10所示，該測試設備包括數(shù)字電橋、功率分析儀等。

圖10 鼓風機高速電機的測試平臺Fig.10 Test platform of high-speed blower motor

通過對HSPMSM磁熱耦合有限元計算結(jié)果的分析可知，由于電機高速的特點，且轉(zhuǎn)子具有護套，高速電機主要熱源分布在定子鐵心、轉(zhuǎn)子護套上。此種情況會導致永磁體溫度較高，導致退磁。磁熱耦合的仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 溫度分布有限元計算結(jié)果Fig.11 Finite element calculation results of temperature distribution

利用上述實驗臺架對高速電機進行溫升測量實驗，本文通過電阻法測試間接得出繞組平均溫度。電機運行前在20℃下測試電機的繞組的電阻Rs20，當電機額定負載穩(wěn)態(tài)運行120 min后，停機后數(shù)字電橋測試繞組當前溫度下的電阻Rsθ，通過電阻折算公式計算繞組的平均溫度θ。折算公式為

同時，通過測溫槍對穩(wěn)態(tài)運行時的機殼進行溫度記錄。有限元計算和實驗數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 電機溫升實驗與有限元計算結(jié)果Tab.3 Results of motor temperature rise experiment and finite element calculation ℃

由于溫升測量實驗無法精確測量出電機磁鋼與護套位置的溫度，故本文使用推算法，通過將電機機殼與繞組溫度有限元計算結(jié)果與實測結(jié)果進行比較，確定電機轉(zhuǎn)子相關(guān)位置的溫升分布。通過實驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果對比計算可以看出，HSPMSM在額定工況下運行時，有限元計算結(jié)果的繞組溫度為109.11℃，實驗測量的繞組最高溫度為115.45℃，誤差為5.4%。故可以確定，HSPMSM轉(zhuǎn)子磁鋼與護套位置的溫度分別為144.89℃與136.12℃。

通過計算與測量結(jié)果可以得出，當電機選擇3.0 mm鈦合金轉(zhuǎn)子護套、磁鋼采用永磁體N35UH、耐溫180℃時，保證電機運行安全，不會出現(xiàn)磁鋼退磁的情況。

6 結(jié)論

本文針對鼓風機中的高速永磁同步電機，提出了一種新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，并對HSPMSM控制方法進行研究。通過對轉(zhuǎn)子進行有限元損耗計算，結(jié)合溫度場分析，選擇合適的護套與增加磁鋼填充物，以保證在電機高速運行時鼓風機的安全。結(jié)論如下。

（1）高速永磁同步電機轉(zhuǎn)子護套與填充物的設計，有利于提高磁鋼的松脫轉(zhuǎn)速。

（2）對于磁鋼護套材料的選擇，鈦合金能增大轉(zhuǎn)子工作強度。同時，在電機額定工況下，從工藝與損耗計算綜合考慮不銹鋼、碳纖維、鈦合金3種材料，選擇鈦合金作為高速永磁同步電機的護套材料。

（3）合理地選擇護套厚度，可以提高轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定性。通過降低電機護套的渦流損耗，降低HSPMSM在高速運行時轉(zhuǎn)子的溫度，保證磁鋼不會產(chǎn)生退磁現(xiàn)象。本文研究的電機最優(yōu)護套厚度為3.0 mm。

（4）相較于低通濾波滑膜觀測器來說，采用自適應濾波滑模觀測器觀測輸出信號具有穩(wěn)態(tài)精度高、超調(diào)很小的優(yōu)勢，并且不會有估計反電動勢相位延遲以及產(chǎn)生直流分量的問題。對于電機控制精度有要求的場合，應優(yōu)先考慮使用自適應濾波滑膜觀測器來輸出觀測信號。