【《高功率密度驱动电机设计案例分析》7200字】

高功率密度驱动电机设计案例分析目录TOC\o"1-3"\h\u11778高功率密度驱动电机设计案例分析 1279921.1驱动电机技术性能指标 1100501.1.1电机设计要求分析 188161.1.2电机基本性能参数 2174281.2电机功率密度提升分析 3153051.3高功率密度驱动电机电磁设计 4154181.1.1电机磁路结构选择 4194361.1.2主要尺寸设计 5211741.1.3电机绕组和槽极数设计 786821.1.4永磁体设计 10148561.1.5气隙宽度设计 1238821.1.6定子槽型设计 13274571.1.7绕组导线设计 14268081.4电机初始设计参数 151.1驱动电机技术性能指标1.1.1电机设计要求分析转管武器系统作为近程末端防御体系的重要组成部分，主要拦截近程、高速度、高机动性的目标，以1000发备弹量、3000发/分的射频计算，射击时间仅仅只有20秒，驱动电机的运行时间与工业及航空航天领域的电机有所不同，工作方式为短时间间歇式工作，所以可以适当提高电机的电磁负荷，减小电机的尺寸，以提高电机的功率密度。转管机枪在拦截高速度、近距离目标时，战术响应时间以毫秒为单位进行任务划分，若电机起动时间过长，则不能在短时间内形成密集的弹幕，会制约武器的作战效能。优化电机的起动性能、提高电机的响应速度应可以提高转管机枪的命中概率，因此应将电机的起动性能和响应速度作为转管机枪专用电机的设计目标之一。转管武器专用电机工作在强冲击振动的环境中，若采用电机直驱的方式，电机与机枪的惯量匹配比较困难，因此在电机和转管武器之间装配减速器，降低电机转速和电机轴所负载的转动惯量，增大输出转矩，减小电机轴受到冲击，以达到转速传递和转动惯量匹配的目的。1.1.2电机基本性能参数根据2.2节的测试数据和1.1.1节的电机设计要求，驱动电机的额定功率设计为10kw，电机的峰值输出扭矩25Nm。当转管机枪射频为3000发/分时，输入到转管机枪的转速为1000r/min，驱动电机的输出转速和转矩经过5:1的减速机输入到转管机枪，因此电机的输出转速为5000rpm，根据式3-1可得到额定转矩为19.1Nm。(3-1)其中——额定转矩，单位Nm；——额定功率，单位kw;——额定转速,单位r/min。该电机的最大转矩与额定转矩之比为=1.3，为保证电机在额定转速5000rpm时能输出25Nm转矩，根据公式3-2计算电机的最大输出功率为13kw，因此设计电机的峰值功率应不小于13kw。(3-2)电机的设计参数如下表所示。表3-SEQ表3-\*ARABIC1电机设计参数表Table3-SEQTable3-\*ARABIC1Motordesignparametersheet参数名称参数值额定功率/kw10峰值功率/kw14额定扭矩/Nm19.1峰值扭矩/Nm25额定转速/(r/min)50001.2电机功率密度提升分析永磁同步电机功率密度有两种定义方式，一是单位质量下的功率(kw/kg)，二是单位体积下的功率(kw/L)，本文采用单位质量下的功率衡量电机的功率密度，如式所示。(3-3)其中——电机的功率密度，单位kw/kg；——电机的输出功率，单位kw；——电机的有效质量，单位kg。在式3-3中，一般的电机的输出功率包括额定功率和峰值功率，分别对应电机在额定工况和峰值工况下功率密度。有效质量是指电磁部分的重量，包括定/转子铁心、永磁体和电枢绕组，因此提升永磁同步电机的功率密度可以通过提高电机的输出功率或降低电机的有效重量的方法实现。文章从以下四点对提升电机功率进行分析[16]。1）降低电机功率损耗，提高有效输出功率。电机的铁耗和铁心材料、负载大小和工作温度有关，不同铁心材料的固有属性各不相同，因此它们的铁心损耗也不相同；电机定子齿部和轭部磁密会随负载的变化而变化，进而导致铁心的损耗发生变化；此外电机的铁耗和机械损耗会随着电机转速升高而增大，磁负荷选择过大也会导致铁心损耗增加，电机温度升高。电机的电负荷和电枢铜耗呈正相关关系，因此在设计高功率密度永磁同步电机时要选择合适的电磁负荷，以降低电机损耗，提高输出功率。2）提高电机转速。在电磁负荷相同的情况下，相同功率电机的转子尺寸随着转速的升高而减小；相同尺寸电机的功率随着转速的升高而增大。因此提高电机的转速可以减小电机的尺寸，提升功率密度。3）提高电磁负荷。在转速不变的情况下，相同功率电机的尺寸随着电磁负荷的增大而减小，相应的电磁部分质量也会减小，电机的功率密度提升。但是电磁负荷的选取不能过大，若电磁负荷过大，会导致电机温度过高，增加电机损耗，降低电机的功率密度。4）减小电机质量。在电机实际设计的过程中，在不影响电机电磁性能的前提下，可以对铁心进行轻量化设计，合理设置减重孔。采用优质轻型转轴材料、高性能稀土永磁材料和高电导率导线，在保证绝缘可靠性的基础上，降低绝缘层厚度，优化电机的绝缘系统。采取这些措施可有效减小电机重量，提升电机功率密度。1.3高功率密度驱动电机电磁设计电机的电磁设计需要根据目标电机的技术要求，确定目标电机的电负荷与磁负荷。电负荷与电枢绕组导线承受的电流大小有关，在设计时根据电机工作制确定电负荷的范围。磁负荷与永磁材料性能、气隙长度和转子铁心结构等参数相关，在进行电磁设计时，要尽量避免铁心饱和，如果铁心达到饱和状态，铁耗将会增大，在输出功率不变的情况下，需要定子绕组产生更强的磁场，则定子绕组的电流将会增大，导致绕组铜耗增加。1.1.1电机磁路结构选择电机磁路结构需要根据电机的使用场合和工作特性进行选择，由于外转子电机工作方式的特殊性，不适用于驱动转管机枪，在此不再赘述。内转子永磁同步电机的磁路结构包括内置式和表面式，内置式磁路结构包括切向式、径向式和混合式三种结构，表面式磁路结构包括凸出式和插入式两种结构[17]。由于内置切向式磁路结构的永磁体与电机轴心垂直，漏磁系数大，需要采取一定的隔磁措施限制漏磁通，加工工艺繁琐，且转子机械强度较低，所以不考虑内置切向式磁路结构；内置径向式磁路结构可以利用磁阻转矩进行弱磁扩速，且机械强度高，漏磁系数小，但是驱动转管机枪的永磁同步电机不需要进行弱磁扩速，因此不考虑内置径向式磁路结构；内置混合式转子结构虽然集中了二者的优势，但是转子机械强度过低，且工艺繁琐，对装配的要求很高，因此不选择内置混合式结构。表面凸出式磁路结构相较于插入式磁路结构具有安装方便的优势，气隙磁密波形更趋近于正弦波，且插入式磁路结构的漏磁系数较高，加工过程更加繁琐，因此目标电机的转子磁路结构选择表面凸出式，其结构如下图所示。图3-SEQ图3-\*ARABIC1表面凸出式磁路结构Figure3-SEQFigure3-\*ARABIC1Surfaceprotrudingmagneticcircuitstructure1.1.2主要尺寸设计本节根据目标电机的主要尺寸与电机功率、电磁负荷、电机转速的关系，确定电机的定子内径和铁心长度。电机的电磁负荷与电机输出特性相关，电负荷的定义为沿定子内圆单位周长的导线电流值，其理论计算公式为：(3-4)其中——电机绕组相数；——每相串联匝数；——绕组电流，单位A；——电机定子内径，单位cm。永磁同步电机的磁负荷通常指电机气隙中的磁通密度最大值，主要与电机的转子磁路结构和永磁材料的性能有关，在确定永磁体牌号和转子磁路结构之后，电机的磁负荷基本不会再有太大的变化，通常同步电机的磁负荷范围在0.7T-1.2T之间,由于本文设计的电机为短时间间歇式工作，需要利用电机的过载性能，因此初始磁负荷初取0.95T。永磁同步电机电枢绕组的相感应电动势为：(3-5)其中——气隙磁场波形系数；——电流频率，单位Hz;——电枢绕组因数；——每极磁通，单位Wb。电机计算功率的表达式为：(3-6)电流频率、电机转速和极对数之间的关系为：(3-7)其中——电机转速，单位r/min；——电机极对数。每极磁通的表达式为：(3-8)其中——气隙磁密最大值，单位T;——计算极弧系数；——极距，单位cm；——电枢铁心计算长度，单位cm；极距的定义为：(3-9)由式3-4至式3-9可知：(3-10)若通过电机的额定功率表达计算功率，则表达式为：(3-11)其中——额定负载时感应电动势与相电压的比值；——额定功率，单位kw；——电机在额定负载下的效率；——电机的功率因数。将式3-11带入式3-10得：(3-12)定义电枢铁心计算长度和定子内径之间的比值为细长比：(3-13)电机的性能和外观与细长比的大小相关，随着细长比增大，电机的外观越细长，电机的转动惯量越小；细长比越小，电机外观越扁平，电机的转动惯量越大，电机初始模型的细长比选取在0.6左右。由式3-12可知，电机的电枢长度和定子内径与电机的额定功率、转速、极弧系数、电磁负荷、效率和功率因数等参数相关。在1.1节的设计要求中已经给出电机的额定功率和转速，且要求电机通过减速增扭的方式驱动转管机枪，所以电机的电枢长度和定子内径主要由电磁负荷决定。根据1.2节电机功率密度提升方法分析，在设计高功率密度永磁同步电机时需要综合考虑电机转矩、电磁负荷和电机损耗之间的关系，需要参考已生产电机的电负荷数据。文献18提到了常规电机设计中电负荷的选取原则，对于内通风冷却电机的电负荷范围是300-600A/cm，机壳表面冷却电机的电负荷范围是200-350A/cm。由于转管机枪驱动电机的工作方式为短时间间歇式工作，电机温升很小，不考虑温度对电机的影响，因此可以通过提高电负荷的方式，提高电机的功率密度，选取电机的电负荷为600A/cm。1.1.3电机绕组和槽极数设计电机绕组是电机的重要组成部分，决定了电机的机械特性。电枢绕组主要分为整数槽分布绕组和分数槽集中绕组两种形式，根据电机学的定义，电机每极每相槽数q的计算公式为：(3-14)其中——电机相数；——电机极对数。当每极每相槽数为分数时，电机为分数槽绕组，采用集中绕组的形式；当每极每相槽数为整数时，电机为整数槽绕组，采用分布绕组的形式。分数槽集中绕组和整数槽分布绕组的优缺点如下表所示。表3-SEQ表3-\*ARABIC2不同绕组形式优缺点对比Table3-SEQTable3-\*ARABIC2Comparisonofadvantagesanddisadvantagesofdifferentwindingforms绕组形式优点缺点分数槽集中绕组a.每对极下定子槽数少，槽部绝缘空间小，槽满率高；b.绕组反电动势的波形具有良好的正弦性，有利于削弱高次谐波；c.绕组端部较短，用铜量少，铜耗低；d.齿槽转矩小，电机转矩波动小。a.反电动势谐波的畸变率较大；b.永磁体涡流损耗大；c.绕组端部不利于散热。整数槽分布绕组a.分布式绕组端部利于散热；b.反电动势谐波含量少；c.永磁体涡流损耗小。a.绕组缠绕困难；b.绕组端部较长，用铜量大，铜耗高。由上表的优缺点对比可知，采用分数槽绕组，可以提高槽满率，反电动势波形具有良好的正弦性[19]，齿槽转矩小，铜耗低。目标电机为高功率密度永磁同步电机，结合电机的设计要求，在功率一定的情况下，减轻电机质量可以提高电机的功率密度。绕组用铜量少可以减轻电机电磁部分的质量，铜耗低可以提高电机的有效输出功率，因此电机的电枢绕组选择分数槽集中绕组。目标电机设计采用双层绕组，双层绕组的每个槽中有上下两个线圈边，整个绕组的线圈数与槽数相等，采用双层绕组可以选择合适的节距、优化电动势和磁动势的波形[20]。采用分数槽集中绕组电机的反电动势波形与电机的绕组系数有关，而绕组系数由电机的槽极数决定，因此为了获得更好的反电动势波形，更高的绕组系数，需要选择合适的定子槽数和转子极数配合，电机的槽极配合满足以下关系：或(3-15)永磁同步电机的绕组有各相对称的特点，即各并联支路的电动势和阻抗要相同，因此每相绕组所占的槽数必须相同，根据采用分数槽绕组形式电机对槽极配合基本的约束条件，定子槽数需要为3的倍数且极数不能为3的倍数[21]。文献16提出了基波绕组系数的计算方法，根据整数槽分布绕组的基波绕组系数推导分数槽集中绕组的基波分布因数，整数槽分布绕组的基波节距因数和基波分布因数的表达式为：(3-16)(3-17)其中——绕组节距；——极距，用每极每相槽数为：；——槽距角，单位。槽距角的定义为：(3-18)整数槽分布绕组的基波绕组系数表达式为：(3-19)结合文献18对分数槽每极每相槽数的修正方法和文献56对每极每相槽数的重定义方法，分数槽集中绕组基波节距因数表达式不变，基波分布因数可修改为：(3-20)其中——重定义后的每极每相槽数。根据上述分析，对不同槽极配合的基波绕组系数等参数进行计算，结果如下表所示：表3-SEQ表3-\*ARABIC3绕组系数表Table3-SEQTable3-\*ARABIC3Windingcoefficienttable槽极配合/°12槽8极12010.86610.86612槽10极15020.96590.96590.933由上表可知，12槽8极的绕组系数为0.866，小于12槽10极的绕组系数，因此12槽10极配合的电机要优于12槽8极的电机。初步选定两种槽极配合，下文对两种不同槽极配合的电机模型进行仿真，分析两种模型的电磁性能和输出特性，最终确定最优的槽极配合。1.1.4永磁体设计永磁体为永磁电机提供主极磁场，不同永磁材料的磁性能、机械性能和经济性各不相同，剩余磁感应强度、磁感应强度矫顽力、磁能积和剩磁温度系数为永磁材料的主要性能指标，剩余磁感应强度、矫顽力和磁能积越高，剩磁温度系数越低表示永磁材料的性能越好。铝镍钴的磁性能随温度的改变很小，剩磁较大，最高可达1.35T，剩磁温度系数小，因温度变化发生永磁特性的退化较小，适用于对温度稳定性要求高的永磁器件中。铁氧体永磁材料的主要缺点是剩磁较低，温度系数大，低温时容易发生不可逆退磁，易碎。稀土永磁材料目前正在进行第四代的研发，第一二代钐钴永磁体因钴为战略资源且钐资源稀缺，钐钴永磁体的量产和大规模使用受到了很大的限制，没有得到广泛应用；第三代钕铁硼永磁体以优异的性能、低廉的价格和丰富的储量成为目前应用最广泛的稀土永磁材料；第四代铁氮永磁材料正处于研发阶段，在未来可能将成为新一代的稀土永磁产品。常用的稀土永磁材料性能参数如下表所示。表3-SEQ表3-\*ARABIC4永磁材料性能参数表Table3-SEQTable3-\*ARABIC4Permanentmagnetmaterialperformanceparametertable牌号剩磁（T）矫顽力（kJ/m）最大磁能积（kJ/m3）最高工作温度（℃）铁氧体Y150.28-0.36128-19214.3-17.5250Y250.35-0.39152-20822.3-25.5250Y350.4-0.44176-22430.3-31.4250铝镍钴FLNG341.24834450FLNG371.254837450FLNGT420.8812042450钐钴SmCo281.07756215300SmCo30H1.1788239350SmCo321.12796255300钕铁硼N521.448364068035TH1.281227125038EH1.25868295200从上表可以看出钐钴和钕铁硼的各项性能都要优于铁氧体和铝铁镍，由于转管机枪为短时间间歇式工作，驱动电机在工作过程中的温度变化不会很大，而且钕铁硼永磁材料的剩磁、矫顽力和最大磁能积要优于钐钴永磁材料，因此从永磁体工作温度和磁性能方面综合考虑，钕铁硼永磁材料要优于钐钴永磁材料，故论文设计的高功率密度驱动电机的永磁体选用钕铁硼永磁材料。对于表面式转子磁路结构的永磁同步电机，永磁体的尺寸可以近似由下式确定[22]：(3-21)其中一般取1.1-1.35;——永磁体磁化方向长度，单位：cm；——永磁材料相对回复磁导率；——计算气隙长度，单位cm；——气隙磁密，单位：T；——永磁体宽度，单位：cm；——极弧系数。永磁体的质量由下式进行确定：(3-22)其中——永磁体的总质量，单位：g；——永磁体轴向长度；——永磁体密度，单位：g/cm3。1.1.5气隙宽度设计永磁同步电机的气隙宽度与感应电机有所不同，气隙中的磁密分布与电机的电磁参数密切相关。若气隙宽度设计较小，电机的气隙磁密很高，有利于降低励磁电流，减小电机的体积，提高电机的功率密度；若气隙宽度设计过大，电机的气隙磁密降低，会出现电机的体积增大的问题，功率密度降低。此外气隙磁场的谐波含量会导致电机产生振动噪音，谐波含量较大，造成电机的铁损增加。因此合理地设计电机的气隙宽度可以降低电机的杂散损耗和振动噪声，提高电机的功率密度和系统的运行效率。本文设计的高功率密度永磁同步电机采用高剩磁、高矫顽力和高磁能积的钕铁硼永磁材料，气隙宽度比一般的感应电机要大，综合考虑电机的气隙宽度设计为0.5mm。1.1.6定子槽型设计永磁同步电机的定子槽型通常为半闭口槽型，选用半闭口槽型可以提高槽利用率，减小定子尺寸且槽口对气隙磁场的影响很小。梨形槽和梯形槽都属于半闭口槽，如下图所示。梨形槽梯形槽图3-SEQ图3-\*ARABIC2定子槽型Figure3-SEQFigure3-\*ARABIC2Statorslottype论文设计的高功率密度永磁同步电机极数较多，因此选用梯形槽。定子槽型确定之后，需要确定定子的齿部磁通密度和轭部磁通密度，确定了定子的齿部和轭部磁通密度之后，再对定子槽的尺寸进行设计，定子轭部厚度和齿部宽度是定子槽型的重要尺寸，且与轭部磁密和齿部磁密密切相关[23]。为了避免定子铁心出现饱和现象，定子齿部磁通密度选择1.6T左右，定子轭部磁通密度选择1.2T左右。定子齿宽计算公式如下：(3-23)其中——定子铁心的叠压系数，与铁心材料有关；——定子齿距，单位：cm。定子齿距的计算公式为：(3-24)定子轭部厚度的计算公式为：(3-25)1.1.7绕组导线设计由于高功率密度永磁同步电机的电负荷较高，因此电枢绕组的导线需要采用高电导率和高导热系数的材料。铜和铝常用在电枢绕组中，从成本方面来讲铝制导线比铜导线要低，但铜导线的电导率比铝制导线的电导率要高，导热性能更好，下表给出了温度20℃下三种导线材料的主要性能参数。表3-SEQ表3-\*ARABIC5导线性能参数表Table3-SEQTable3-\*ARABIC5Conductorperformanceparametertable材料密度(g/cm3)电导率(S/m)温度系数导热系数(W/(m.K))纯铜8.958.10.0043385黄铜8.614.10.002120铝2.735.30.00423237由上表可知，纯铜的电导率最高且导热性能最好，因此选用纯铜作为电枢绕组导线的材料。根据电枢绕组导线线径的选取规则，低功率电机的导线直径一般小于1mm，但是本文设计的电机电负荷较高，因此电枢绕组导线的线径选取要大一些。结合电机的电负荷，选取导线直径为0.8mm。电机的导线