曲鳳波， 李志鵬， 李偉力

（1．哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動(dòng)化學(xué)院，黑龍江哈爾濱 150001;

2．哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱 150040）

0 引言

隨著永磁電動(dòng)機(jī)的迅速發(fā)展和應(yīng)用范圍的日益擴(kuò)大，在實(shí)際運(yùn)用中，對(duì)永磁電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)和牽入性能以及穩(wěn)態(tài)性能指標(biāo)都提出了更加嚴(yán)格的要求［1］。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者都是通過(guò)研究永磁同步電動(dòng)機(jī)的各種轉(zhuǎn)子形狀，其準(zhǔn)則是通過(guò)增加磁通、減弱電樞反應(yīng)來(lái)提高電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)和牽入性能。

永磁同步電動(dòng)機(jī)具有很高的矯頑力，故充磁方向很薄的永磁體就可提供較高的氣隙磁密和磁勢(shì)。除了徑向磁路結(jié)構(gòu)，當(dāng)極數(shù)較少時(shí)，還可采用切向磁路結(jié)構(gòu)［1］。但是采用切向磁路結(jié)構(gòu)的電動(dòng)機(jī)漏磁較大，而且磁鋼放置的形式使交、直軸磁路明顯不對(duì)稱，使得電動(dòng)機(jī)起動(dòng)比較困難。對(duì)于高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)，采用高壓可以減小電流，降低永磁電動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行的損耗，其缺點(diǎn)是高壓電動(dòng)機(jī)全壓起動(dòng)會(huì)給供電系統(tǒng)造成較大沖擊，降壓起動(dòng)則需要投資其他起動(dòng)設(shè)備，增加大量的成本。這些缺點(diǎn)使得對(duì)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)性能提出更高要求［1－7］。

本文針對(duì)上述問(wèn)題，結(jié)合1臺(tái)315 kW、6 kV高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)進(jìn)行探討，提出了幾種永磁同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的改進(jìn)形式，并在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步探索結(jié)構(gòu)改變引起參數(shù)不同時(shí)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的變化。

1 高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的不同結(jié)構(gòu)模型

高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)由定子、轉(zhuǎn)子和機(jī)殼等部件構(gòu)成。定子與普通感應(yīng)電動(dòng)機(jī)基本相同，定子槽形采用開(kāi)口槽結(jié)構(gòu)以利于高壓運(yùn)行。轉(zhuǎn)子鐵心是實(shí)心式，永磁體為內(nèi)置切向分布，形成內(nèi)置式轉(zhuǎn)子磁路結(jié)構(gòu)。315 kW、6 kV高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)整體模型如圖1所示，其參數(shù)列于表1。

圖1 高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的初始結(jié)構(gòu)Fig．1 Initial structure of HVLS-PMSM

表1 高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)參數(shù)Table 1 Parameters of HVLS-PMSM

為了研究起動(dòng)過(guò)程中起動(dòng)性能和牽入性能之間的關(guān)系，本文主要是對(duì)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。首先是針對(duì)實(shí)心轉(zhuǎn)子提出兩種結(jié)構(gòu)，一種結(jié)構(gòu)是采用6根起動(dòng)籠條，其中3根平均放置在相鄰一對(duì)永磁體之間，另3根則分布在相對(duì)一側(cè)的兩個(gè)永磁體之間，結(jié)構(gòu)如圖2（a）所示;另一種轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)是如圖2（b）所示采用18根起動(dòng)籠條，其籠條與轉(zhuǎn)子上的6塊永磁體對(duì)稱排列，每?jī)蓧K永磁體之間平均放置3根。此外，還對(duì)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的疊片方式進(jìn)行了改變，所采用的電動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)與圖1相似。

圖2 高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的優(yōu)化結(jié)構(gòu)Fig．2 Optimized structures of HVLS-PMSM

2 起動(dòng)過(guò)程分析

對(duì)高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)模型做二維近似處理，忽略位移電流并且采用直角坐標(biāo)系時(shí)，電動(dòng)機(jī)內(nèi)電磁場(chǎng)的瞬態(tài)邊值問(wèn)題，可用麥克斯韋方程表示為

式中:A為矢量磁位;Ω為求解區(qū)域;Γ1為定子外圓和轉(zhuǎn)子內(nèi)圓邊界;Γ2為永磁體邊界圓;Js為永磁體等效電流密度;μ為磁導(dǎo)率;JZ為勵(lì)磁電流密度;σ 為材料電阻系數(shù)［1，4］。

起動(dòng)過(guò)程中，自起動(dòng)永磁同步電機(jī)的機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程［4］為

式中:J為電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;TL為負(fù)載轉(zhuǎn)矩，接近同步轉(zhuǎn)速時(shí)可認(rèn)為是一個(gè)常數(shù);Tem為電磁轉(zhuǎn)矩;Ω為角速度;p為極對(duì)數(shù);s為轉(zhuǎn)差率;θ為轉(zhuǎn)矩角;ωs為電動(dòng)機(jī)同步電角速度。

考慮機(jī)、電系統(tǒng)的相互耦合，機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程與瞬態(tài)電磁場(chǎng)方程應(yīng)該聯(lián)合求解。聯(lián)合方程組經(jīng)變分轉(zhuǎn)化為能量泛函，然后變換成線性代數(shù)方程組，求解線性代數(shù)方程組并通過(guò)多次迭代，便可以得到永磁同步電動(dòng)機(jī)的瞬態(tài)起動(dòng)性能［1－2，4］。

為了簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，本文在此后的計(jì)算分析中將用到以下假設(shè):

①忽略位移電流;

②磁場(chǎng)沿電機(jī)軸向設(shè)為不變，可作為二維場(chǎng)處理;

③不計(jì)定子鐵心渦流;

④認(rèn)為材料各相同性，忽略鐵磁材料的磁滯效應(yīng);

⑤磁場(chǎng)沿著圓周方向周期性分布，計(jì)算的區(qū)域是整個(gè)電機(jī)的橫截面;

⑥不計(jì)材料隨溫度變化的電阻系數(shù)和磁導(dǎo)率［1－7］。

2.1 穩(wěn)態(tài)同步電抗的計(jì)算

對(duì)于高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)，交、直軸電抗參數(shù)的計(jì)算有許多方法，如“負(fù)載法”和“電勢(shì)法”［1，8－9］，其中文獻(xiàn)［1］指出采用“負(fù)載法”可以得到比較精確的計(jì)算值，其方法是通過(guò)先假設(shè)出空載電動(dòng)勢(shì)E0和定子電流I1的功率因素角ψ，然后再給出一個(gè)假設(shè)定子電流值I’1，并將這些值代入負(fù)載場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，最后通過(guò)迭代，得出滿足誤差范圍內(nèi)的交、直軸同步電抗值。

本文通過(guò)“負(fù)載法”計(jì)算高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的交、直軸電抗，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 不同結(jié)構(gòu)永磁電動(dòng)機(jī)同步電抗參數(shù)計(jì)算值Table 2 Synchronous reactance with different structures of HVLS-PMSM

2.2 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)失步轉(zhuǎn)矩的影響

許多文獻(xiàn)已經(jīng)對(duì)永磁同步電動(dòng)機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩進(jìn)行過(guò)分析和計(jì)算，并得到大量的結(jié)論［6－10］，本文將在此基礎(chǔ)上，分析失步轉(zhuǎn)矩和牽入轉(zhuǎn)矩的影響因素以及它們對(duì)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的影響。

失步轉(zhuǎn)矩是永磁同步電動(dòng)機(jī)的重要指標(biāo)，電動(dòng)機(jī)的失步轉(zhuǎn)矩可以近似為最大電磁轉(zhuǎn)矩［1］，即

式中:M為相數(shù);p為極對(duì)數(shù);E0為空載反電動(dòng)勢(shì);ωs為角速度;θ為功率角;U為電壓。

當(dāng)外加電壓不變時(shí)，改變轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)可以影響高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的失步轉(zhuǎn)矩，這是因?yàn)檗D(zhuǎn)子磁路的變化引起了永磁電動(dòng)機(jī)的交、直軸電抗發(fā)生改變。從公式（3）中可以看出，僅增大直軸同步電抗Xd或者只增大交軸同步電抗Xq都會(huì)使失步轉(zhuǎn)矩降低，但是實(shí)際中很難實(shí)現(xiàn)僅有一個(gè)電抗參數(shù)的變化，結(jié)構(gòu)的改變往往會(huì)使交、直軸同步電抗都發(fā)生變化，因此選取同步電抗的比值Xq/Xd可以很好的描述實(shí)際變化情況。本文研究的三種不同實(shí)心轉(zhuǎn)子永磁電動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)，其同步電抗比值Xq/Xd的變化趨勢(shì)在圖3中給出，隨著比值增大，失步轉(zhuǎn)矩逐步提高。

圖3 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)失步轉(zhuǎn)矩影響Fig．3 Effect of rotor structures on step torque

2.3 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)牽入轉(zhuǎn)矩的影響

牽入同步轉(zhuǎn)矩是代表電動(dòng)機(jī)牽入同步能力的性能指標(biāo)。當(dāng)系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量一定時(shí)，可將永磁電機(jī)牽入同步的暫態(tài)過(guò)程以不同轉(zhuǎn)差率下的穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行來(lái)代替［11］;因而在計(jì)算牽入轉(zhuǎn)矩時(shí)，近似選取轉(zhuǎn)差率s=0.05時(shí)同步電動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩值［12］，其中異步起動(dòng)轉(zhuǎn)矩為

式中:m為相數(shù);p為極對(duì)數(shù);Un為相電壓;f為頻率;s為轉(zhuǎn)差率;R1為定子直流電阻;R2st為轉(zhuǎn)子起動(dòng)電阻;X1st為起動(dòng)時(shí)定子漏電抗;X2st為轉(zhuǎn)子起動(dòng)漏電抗;C1為變量參數(shù)，取值與交、直軸電樞反應(yīng)電抗以及定子起動(dòng)漏電抗有關(guān)。

牽入過(guò)程中還需考慮永磁體發(fā)電制動(dòng)轉(zhuǎn)矩Tg的影響，計(jì)算的牽入轉(zhuǎn)矩應(yīng)該是s=0.05時(shí)刻的合成轉(zhuǎn)矩 Tav，即

當(dāng)保持Xq不變，只增大Xd時(shí)，牽入轉(zhuǎn)矩是下降的;而保持Xd不變，只增大交軸同步電抗Xq時(shí)，牽入轉(zhuǎn)矩則是增大的。同樣由于改變永磁電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)時(shí)，同步電抗參數(shù)難以單獨(dú)改變，所以應(yīng)該考慮的是同步電抗的比值Xq/Xd對(duì)牽入轉(zhuǎn)矩的影響。圖4給出的是不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的牽入轉(zhuǎn)矩，對(duì)永磁同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的改變，引起了同步電抗比值不斷增大，而牽入轉(zhuǎn)矩的值與同步電抗的比值呈正比例關(guān)系，同樣也增大。

圖4 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)牽入轉(zhuǎn)矩影響Fig．4 Effect of rotor structures on pull-in torque

永磁同步電動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)矩和氣隙中的磁通密度分布有著極大的關(guān)系。本文對(duì)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的氣隙磁密波形進(jìn)行基波分解，得到的基波磁密圖及五次諧波磁密圖如圖5所示。由圖5中的基波磁密圖可以看出，圖2（b）結(jié)構(gòu)的基波磁密值最大，圖2（a）結(jié)構(gòu)的基波磁密值其次，圖1結(jié)構(gòu)的值則最小。圖5的五次諧波磁密圖的不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)磁密值也有著同樣的規(guī)律。

圖5 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)氣隙磁密對(duì)比圖Fig．5 Flux density for structures of rotor

3 計(jì)算結(jié)果與分析

采用前述的起動(dòng)過(guò)程計(jì)算方法，可得圖1結(jié)構(gòu)高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的計(jì)算結(jié)果。表3為試驗(yàn)數(shù)據(jù)和計(jì)算結(jié)果的比較，由表中數(shù)據(jù)可得兩者比較吻合，這與圖3反映出的規(guī)律也是一致的，可見(jiàn)本文的計(jì)算方法是準(zhǔn)確的。

表3 永磁電動(dòng)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比Table 3 Comparison of experimental data and calculated data

表4為結(jié)構(gòu)改變前后起動(dòng)及牽入過(guò)程中各項(xiàng)轉(zhuǎn)矩的計(jì)算結(jié)果。

表4 永磁電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中轉(zhuǎn)矩計(jì)算值Table 4 Calculating values of torques at starting process

圖6 不同結(jié)構(gòu)永磁同步電動(dòng)機(jī)空載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線對(duì)比Fig．6 Speed curves of rotor structures at starting with no-load

圖6給出的高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)速曲線的變化是由于同步電抗比值Xq/Xd的不同，而同步電抗比值的變化是由電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的改變而引起的。可以看出加大同步電抗Xq/Xd的比值，起動(dòng)時(shí)間會(huì)延長(zhǎng)，在Xq/Xd=2.20時(shí)，轉(zhuǎn)速曲線甚至出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象。表3中數(shù)據(jù)則表現(xiàn)出隨著同步電抗比值Xq/Xd的增大，脈動(dòng)轉(zhuǎn)矩增大，高壓永磁電動(dòng)機(jī)的牽入能力提高，失步轉(zhuǎn)矩增大，但是起動(dòng)轉(zhuǎn)矩有所降低，這也解釋了圖6中同步電抗比值Xq/Xd增大，起動(dòng)過(guò)程會(huì)出現(xiàn)振蕩的原因。

綜上分析，可見(jiàn)要改善高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)性能，應(yīng)適當(dāng)減小Xq/Xd的比值，但這一比值過(guò)小會(huì)對(duì)永磁電動(dòng)機(jī)牽入性能帶來(lái)不利影響，而且會(huì)降低電動(dòng)機(jī)的失步能力，減弱永磁電動(dòng)機(jī)的過(guò)載性能。而高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)由于轉(zhuǎn)子上存在永磁體，導(dǎo)致交、直軸磁路的不對(duì)稱而使得Xd＜Xq，就牽入性能而言，可以起到提高作用，但起動(dòng)性能卻會(huì)受到一定程度的削弱。研究表明，永磁同步電動(dòng)機(jī)只要將同步電抗比值Xq/Xd控制在＜6，電動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能都良好［13－14］;所以應(yīng)根據(jù)生產(chǎn)實(shí)際情況，采用不同的高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)，合理設(shè)計(jì)Xq/Xd的比值，綜合考慮起動(dòng)與牽入性能。

3.1 負(fù)載起動(dòng)的仿真結(jié)果與分析

將圖1結(jié)構(gòu)的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)在額定負(fù)載和額定轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的情況下從零時(shí)刻開(kāi)始起動(dòng)，圖7為此電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)過(guò)程的轉(zhuǎn)速仿真曲線。

圖7 圖1結(jié)構(gòu)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線Fig．7 Speed curve at starting process of Figure 1 structure

圖1結(jié)構(gòu)的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)從零時(shí)刻開(kāi)始至達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)需要大致1.2 s。從圖7中可以清楚地看到，由于電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量大，電機(jī)在起動(dòng)初期速度上升緩慢，從圖中A點(diǎn)開(kāi)始，永磁電動(dòng)機(jī)開(kāi)始牽入同步，至B點(diǎn)達(dá)到同步轉(zhuǎn)速，但由于脈動(dòng)轉(zhuǎn)矩仍然為正向轉(zhuǎn)矩且大于負(fù)載轉(zhuǎn)矩，電機(jī)進(jìn)一步加速，至C點(diǎn)后轉(zhuǎn)速又降至同步轉(zhuǎn)速，經(jīng)過(guò)瞬間微弱的轉(zhuǎn)速波動(dòng)到達(dá)D點(diǎn)，最終穩(wěn)定在同步速度，至此高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)成功牽入同步。其起動(dòng)轉(zhuǎn)矩和起動(dòng)電流的實(shí)測(cè)值在表1中已經(jīng)給出，此處不再詳述。

圖8中的轉(zhuǎn)速曲線為圖2兩種結(jié)構(gòu)高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)時(shí)的性能曲線。從圖8（a）中發(fā)現(xiàn)，對(duì)稱式籠條結(jié)構(gòu)的電動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)間最短，牽入過(guò)程也較快，具有比較良好的起動(dòng)及牽入變現(xiàn)。圖7（b）則是具有18根起動(dòng)籠條的實(shí)心轉(zhuǎn)子高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線，它的起動(dòng)時(shí)間介于圖1結(jié)構(gòu)和圖2（a）結(jié)構(gòu)兩種永磁電動(dòng)機(jī)之間，起動(dòng)初期比較緩慢，且存在小幅的振蕩，其后在0.85 s進(jìn)入牽入過(guò)程，電動(dòng)機(jī)非?？焖俚臓咳胪讲⑦M(jìn)入穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)，可見(jiàn)具有較強(qiáng)的牽入性能。

圖8 圖2結(jié)構(gòu)高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線Fig．8 Speed curves at starting process of Figure 2 structure

3.2 采用疊片式轉(zhuǎn)子對(duì)起動(dòng)性能的影響

為了進(jìn)一步研究不同轉(zhuǎn)子的構(gòu)造方式對(duì)高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的影響，本文把原電動(dòng)機(jī)的實(shí)心轉(zhuǎn)子改換為疊片式轉(zhuǎn)子，結(jié)構(gòu)仍為圖1所示結(jié)構(gòu)，其他部分不做改變，目的是為了研究起動(dòng)籠條數(shù)對(duì)疊片式轉(zhuǎn)子負(fù)載起動(dòng)性能的影響以及疊片轉(zhuǎn)子與實(shí)心轉(zhuǎn)子在高壓永磁同步電動(dòng)機(jī)里表現(xiàn)出的起動(dòng)性能上的差異。

圖9中（a）為轉(zhuǎn)子賦6根籠條起動(dòng)過(guò)程的轉(zhuǎn)矩曲線、（b）為轉(zhuǎn)子賦6根籠條起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)速曲線。可見(jiàn)，起動(dòng)籠條數(shù)保持為6根時(shí)，采用疊片式轉(zhuǎn)子的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)時(shí)由于沒(méi)能獲得有效的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩和牽入轉(zhuǎn)矩，起動(dòng)過(guò)程中轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速一直處于振蕩狀態(tài)，永磁同步電動(dòng)機(jī)沒(méi)能牽入同步。

圖9 疊片式轉(zhuǎn)子6根籠條電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)特性曲線Fig．9 Starting torque and starting speed under 6 damping bars

考慮到適當(dāng)增加轉(zhuǎn)子電阻可以有效提高電動(dòng)機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩和改善電動(dòng)機(jī)的動(dòng)態(tài)性能［14－15］，因而在原有圖1的結(jié)構(gòu)上，在轉(zhuǎn)子處增加起動(dòng)籠條數(shù)來(lái)增大轉(zhuǎn)子電阻，以提高永磁同步電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)性能。同時(shí)，為獲得較理想的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩，將起動(dòng)籠條呈對(duì)稱均勻分布，其結(jié)構(gòu)模型與圖2（b）結(jié)構(gòu)相似。本文考慮了兩種情況，分別為起動(dòng)籠條數(shù)增加到12根和增加到18根。

圖10 疊片式轉(zhuǎn)子12根籠條電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)特性曲線Fig．10 Starting torque and starting speed under 12 damping bars

圖10為起動(dòng)籠條數(shù)增加到12根時(shí)，疊片式轉(zhuǎn)子高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)在負(fù)載起動(dòng)時(shí)的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速仿真曲線，圖中曲線表現(xiàn)出的起動(dòng)性能，同圖9的采用6根起動(dòng)籠條的高壓永磁電動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程相似，轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速曲線都處于正負(fù)振蕩狀態(tài)，無(wú)法正常的起動(dòng)和牽入同步?？梢?jiàn)，高壓永磁電動(dòng)機(jī)在轉(zhuǎn)子放置12根起動(dòng)籠條的結(jié)構(gòu)改動(dòng)對(duì)電動(dòng)機(jī)起動(dòng)性能的改進(jìn)作用不夠明顯，轉(zhuǎn)子電阻還需增加才能進(jìn)一步加強(qiáng)電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)能力。

圖11是疊片式轉(zhuǎn)子高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)起動(dòng)籠條數(shù)增加到18根時(shí)的起動(dòng)性能仿真曲線。當(dāng)電動(dòng)機(jī)將起動(dòng)籠條增加到18根時(shí)，終于實(shí)現(xiàn)了自起動(dòng)并且順利牽入同步。綜上可以看出，疊片式轉(zhuǎn)子的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)，當(dāng)轉(zhuǎn)子電阻過(guò)小時(shí)，在起動(dòng)過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)非常嚴(yán)重的振蕩現(xiàn)象，致使電動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)間延長(zhǎng)甚至無(wú)法起動(dòng)，而適當(dāng)?shù)脑龃笥来烹妱?dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子電阻，則可以使永磁電動(dòng)機(jī)獲得理想的起動(dòng)能力，本文中提出的對(duì)疊片式高壓永磁電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的改進(jìn)是合理的。圖12為疊片式和實(shí)心式轉(zhuǎn)子的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的負(fù)載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線對(duì)比。

圖11 疊片式轉(zhuǎn)子18根籠條電動(dòng)機(jī)負(fù)載起動(dòng)特性曲線Fig．11 Starting torque and starting speed under 18 damping bars

圖12驗(yàn)證的是高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)采用實(shí)心轉(zhuǎn)子材料，可以很好地改進(jìn)電機(jī)的工作特性，提高其力能指標(biāo)，縮短起動(dòng)時(shí)間，改善其起動(dòng)性能。同時(shí)也應(yīng)注意到，采用實(shí)心轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的高壓永磁電動(dòng)機(jī)在變化的磁場(chǎng)中，容易形成渦流，引起較大的渦流損耗，而疊片式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的電動(dòng)機(jī)正好可以減小這一問(wèn)題，所以在研究和實(shí)際運(yùn)用當(dāng)中應(yīng)根據(jù)需要，選用適當(dāng)?shù)慕Y(jié)構(gòu)。

圖12 不同轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)方式的負(fù)載起動(dòng)轉(zhuǎn)速曲線Fig．12 Starting speed curves with load and structures of rotor

4 結(jié)論

高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的同步電抗參數(shù)對(duì)起動(dòng)、牽入性能以及過(guò)載能力有著較大的影響。本文通過(guò)對(duì)315 kW、6 kV高壓永磁同步電機(jī)及其改進(jìn)結(jié)構(gòu)的起動(dòng)和牽入過(guò)程進(jìn)行試驗(yàn)和數(shù)字仿真，計(jì)算了直軸同步電抗、交軸同步電抗以及它們兩者的比值，分析了它們的變化對(duì)起動(dòng)、牽入和失步性能的影響。通過(guò)對(duì)疊片式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，成功的實(shí)現(xiàn)了自起動(dòng)和牽入同步。綜上研究，得出了一系列有意義的結(jié)論，這對(duì)高壓永磁自起動(dòng)同步電動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)工作具有指導(dǎo)意義。

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（編輯:張靜）