阮天虎，夏永明，潘海鹏

(浙江理工大学，浙江杭州310018)

0 引 言

感应电动机具有结构简单、制造方便、价格低廉、坚固耐用、运行可靠、维护少、可用于恶劣环境等优点，在工农业生产中约占电气传动总容量80%［1］。但是，小功率感应电动机的效率较低，功率因数不高，造成大量电能浪费，因此对感应电动机进行节能改造显得尤为重要。与感应电动机相比，稀土永磁同步电动机具有结构简单、体积小、重量轻、效率和功率因数高等特点［2－3］。与电磁式同步电动机和三相异步电动机相比，稀土永磁同步电动机具有自身的优点。异步起动永磁同步电动机不仅继承了感应电动机的优点(能够直接加压起动)，而且同时具有永磁同步电动机的特点。与普通异步电机相比，效率可高出同规格异步电动机2% ～8%，因此具有广泛的应用前景［4－5］。

由于异步起动永磁同步电动机优异的性能，近年来越来越多的学者投入到这种电机的研究和设计中。文献［6］研究了三种不同结构的油田抽油用异步电机，并对各种结构的性能进行比较。指出并联式磁路结果的永磁同步电动机具有结构简单，具有较小的齿槽转矩的特点。文献［7］设计了一种高效的内置式异步起动永磁同步电动机并采用时步有限元方法分析了电机的瞬态和稳态性能。文献［8］对Y90S－4型感应电动机进行改进，采用串联式的磁路结构，实验结果表明虽然较感应电动机效率和功率因数有一定的提高，但是整体效率偏低。

本文对现有的2.2 kW三相感应电动机Y100L－4进行改进。采用原有定子冲片，重新设计电机转子。并采用有限元分析软件Ansoft对两种电机进行分析和仿真。仿真结果表明，与感应电动机相比，异步起动永磁同步电动机具有效率和功率因数高、起动性能好的特点，节能效果明显，有较高的实用价值。

1 转子设计

1.1 转子冲片的设计

参考感应电动机的设计原则，转子冲片设计主要包括转子槽尺寸和转子槽数选择。转子冲片的设计主要包括转子槽尺寸的设计与转子槽数目的选择等。异步起动永磁同步电动机的转子起动鼠笼只在电动机起动时起作用［8－10］，同步稳定运行后，鼠笼条不切割磁场，不会产生附加损耗，因此起动鼠笼是获得良好起动性能关键部分。

为适应不同场合，转子电阻设计需要折衷考虑。由于所要设计的异步起动永磁电动机容量较小，为减小电动机转子的漏磁系数，选用形状简单隔磁效果较好的半闭口梯形槽;另一方面，为使电动机具有较好的同步牵入能力，合成的转矩－速度特性曲线需要有一定的陡度，所以设计时要尽量减小转子电阻，且转子槽不宜开得过浅过窄［11］。

定转子槽配合遵循以下原则［12］:

(1)考虑转子磁路的对称性，转子槽数Q2为基数的整数倍;

(2)为避免起动过程产生较强的异步附加转矩，应使 Q2≤1.25(Q1+p);

(3)为避免产生同步附加转矩，应使Q2≠Q1，Q2≠Q1±p，Q2≠Q1±2p;

(4)为避免单向振动力，应使Q2≠Q1±1，Q2≠Q1±1±p。

其中Q1为定子槽数，Q2为转子槽数，p为电机极对数。考虑材料的用量，经过仿真验证，选择Q2=24。定转子槽配合为36/24，电机模型如图1所示。

图1 永磁同步电动机结构简图

1.2 永磁体设计

异步起动永磁同步电动机通常采用内置式转子结构，有三种结构形式:并联式、串联式和串并混联式。在三种结构中，并联式磁路结构优点突出:结构简单，相邻两极的永磁体提供每极磁通，每极永磁体参数的磁动势用于提供外磁路上一对极的磁压降。因此本文采用内置式的并联式结构，在材料上采用性能较好的钕铁硼NdFeB35，电机的定转子数据如表1所示。

表1 电机的设计数据

2 有限元仿真

采用准二维有限元模型建立了电机的1/4模型。采用有限元法求解之前，用三角形单元对样机结构简图进行了剖分，其中气隙部分剖分较密，模型的剖分如图2所示。

2.1 电机的暂态分析

电动机起动时的电磁转矩不仅包括平均转矩，还包括脉动转矩。为便于分析，在起动过程的某一瞬态，认为电动机该瞬间在异步转速下稳定运行。异步起动永磁同步电动机的起动转矩主要有两部分组成，一是由鼠笼绕组产生的感应转矩，二是由永磁体产生的发电制动转矩。异步起动永磁同步电动机的转矩曲线如图3所示。由于发电制动转矩会减小电机的电磁转矩，因此希望起动时减小发电制动转矩，减少永磁体的用量，但是这又会影响电机的稳态性能，即电机的功率因数和效率，因此设计时需综合考虑。

图2 电机的二维剖分

图3 自起动永磁同步电动机的转矩曲线

由于异步起动永磁同步电动机的永磁体会产生制动转矩，所以起动转矩要低于异步电机。本文采用2D时步有限元方法对电机的起动性能进行分析。电机定子绕组中通入幅值380 V、频率50 Hz的三相平衡电压。异步起动永磁同步电动机在不同负载情况下的起动曲线如图4所示。感应电动机在不同负载情况下的起动曲线如图5所示。

图4 自起动永磁同步电动机的速度曲线

图5 感应电动机起动曲线

由图4可看出，异步起动永磁同步电动机起动性能良好，空载时0.1 s左右即可进入同步，在额定负载情况下0.28 s即可进入同步转速，在2倍额定负载下0.42 s可以进入同步转速，转速超调小。而电机在2.2倍额定负载下会失步，转速会剧烈震荡，电机无法稳定运行。

由图5可知，感应电动机的起动曲线有一定的超调，转速在空载和额定负载下能很快稳定，整体起动时间较短，电机在2倍额定转矩下，能够旋转，但是转速达不到额定转速，感应电动机在2.6倍负载情况下电机无法正常运行。

2.2 电机的稳态分析

异步起动永磁同步电动机的稳态分析主要包括稳态电流、效率和功率因数等，这些参数的计算可以忽略电机的起动过程而直接将电机的运行速度设置为1 500 r/min。这样可以大大节省有限元的计算时间。图6是异步起动永磁同步电动机的在空载和额定负载的电流相电流曲线。由图6可见，电机在额定负载的情况下电流幅值较大，稳态时电流差别不大。

图6 自起动永磁同步电动机相电流

由于异步起动永磁同步电动机由永磁体提供励磁，功率因数、效率与永磁体的性能和体积有直接的关系。一般来说，增大永磁体的用量可以提供电机的功率因数和效率，但这样会增大永磁体产生的制动转矩，导致电机起动转矩低，甚至无法进入同步。

为准确分析异步起动永磁同步电动机中永磁体对电机性能的影响，采用有限元分析对电机的永磁体的参数进行了优化。图7分析了永磁体宽度对电机效率和功率因数的影响。由图7可见，电机的效率随永磁体宽度增加而增加。当永磁体宽度为16 mm时效率相比于15 mm时会有很大的提高。以后效率提高的幅度会减小。而永磁体宽度对电机的功率因素影响较小，但是电机的功率因数也有随永磁体宽度增大而增大的趋势。图8显示了电机的功率因数和效率随永磁体厚度的变化的曲线。由图8可知，永磁体厚度对电机的功率因数有较大的影响，提高永磁体厚度可以显著地提高电机的功率因数。永磁体厚度的增加会使电机的效率有略微的增加。但是这种增加与永磁体的宽度对效率的影响相比显得很小。永磁体体积的增加也会提高电机的反电动势，使反电动势与输入电压的比值接近于1，提高电机的功率因数。电机的电流也随之减小，使得电机损耗减小。

图7 永磁体宽度对效率和功率因数的影响

图8 永磁体厚度对效率和功率因数的影响

永磁体宽度和厚度的增加会大大影响电机的起动性能，制动转矩会随着永磁体宽度和厚度而增加。图9和图10分析了电机的转矩随永磁体宽度的增加而变化的情况。电机的起动转矩会随着永磁体宽度和厚度的增加而减小。

图9 起动转矩随永磁体厚度变化曲线

图10 起动转矩随永磁体宽度变化曲线

2.3 电机性能比较

与感应电动机相比，永磁同步电动机的效率和功率因数较高，但是起动转矩较感应电动机低。表2分析了Y100L感应电动机和基于其改进的异步起动永磁同步电动机的性能比较。由表2可以看出异步起动永磁同步电动机较感应电动机的额定转矩减小约1 N·m，但是功率因数提高了11%，效率提高了10.63%。电机的性能得到很大的提高，在节能降耗的要求越来越严格的今天，有现实意义。

表2 电机性能对比

3 结 语

本文在对已有的三相感应电动机进行分析的基础上，将其改造为节能的异步起动永磁同步电动机。在采用异步电机的机座、定子冲片和绕组的基础上，仅对转子进行设计。本文采用了2D时步有限元分析方法对电机的瞬态和稳态性能进行了分析和仿真。得出以下结论:

(1)改造得到的异步起动永磁同步电动机同原感应电动机相比，功率因数和效率提高。

(2)永磁体宽度和厚度对异步起动永磁同步电动机的性能有很大的影响，增大永磁体的用量可以改善电机的稳态性能，提高电机的功率因数和效率，但也会增大电机起动时的制动转矩，从而使电机起动转矩变小，在设计时要综合考虑。

本文的研究对感应电动机改进为异步起动永磁同步电动机的设计提供了一定的理论依据，对电机的节能改造具有较高的参考价值。

［1］ 刘明基，王靖，王相鹏.超高效永磁同步电机相关设计理论与关键技术［C］//2008年第七届中国电机发展论坛论文集.上海，2008:89－99.

［2］ 王秀和.永磁电机.［M］.北京:中国电力出版社，2007:191－195.

［3］ 黄苏融.钱慧杰，张琪，等.现代永磁技术研究与应用开发［J］.电机与控制应用，2007，34(1):1 －5.

［5］ Li Weili，Zhang Xiaochen.Study of solid rotor line － start PMSM Operating Performance［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(10):4724－4727.

［6］ Ding T，Takorabet N，Sargos F M.Design and analysis of different line－start PM synchronous motor motors for oil－pump applications［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(3):1816 － 1819.

［7］ Kurihara K，Rahman M A.High － efficiency line－ start interior permanent－ magnet synchronous motors［J］.IEEE Trans.on Ind.，2004，40(3):789 －796.

［8］ Fei W，Luk P，Ma J，et al.A high － performance line － start permanent magnet synchronous motor amended from a small industrial three － phase induction motor［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009，45(10):4724－4727.

［9］ Kim W H，Kim K C，Kim S J，et al.A study on the optimal rotor design of LSPM considering the starting torque and efficiency［J］.IEEE Trans.on Magn.，2009 45(3):1808 －1811.

［10］ 符荣，窦满峰.基于有限元的稀土永磁同步电动机起动过程仿真研究［J］.微特电机，2007(1):43 －45.

［11］ 马隽.三相异步起动永磁同步电动机的优化设计［D］.浙江大学硕士学位论文，2007:23－31.

［12］ 王秀和，杨玉波，朱常青.异步起动永磁同步电动机－理论、设计与测试［M］.北京:机械工业出版社，2009:155－158.

［13］ 窦满锋，刘卫国.高效节能稀土永磁同步电机设计技术研究［J］，西北工业大学学报，2004，22(3):355 －358.

［14］ Stoia D，Antonoaie M，Ilea D，et al.Design of line start PM motors with high power factor［C］//Conf.Power Engineering，Energy and Electrical Drives，2007，24(6):342－346.