电机定转子模具设计（共7篇）
电机定转子模具设计 篇1
1 引言
多工位精密级进模是在普通级进模的基础上发展起来的一种精密、高效、长寿命的模具,其工位数可多达几十个,不同的冲压工序分别按一定次序排列,坯料按步距间歇移动,在等距离的不同工位上完成不同的冲压工序,经逐个工位冲制后,得到一个完整零件(或半成品)。无论冲压零件的形状如何复杂、冲压工序如何多,均可用一副多工位级进模冲制完成。电机定转子片形状比较复杂,生产批量大,受模具强度或加工能力的限制不能在一个工位上完成全部冲压,因而可采用分工序的级进模。通过电机定转子片级进模具设计可以在一副模具内自动完成冲压成形、扭槽、回转、叠铆、分组等高难度的技术功能,直接形成铁芯组件,实现高精度铁芯的大批量、自动化生产。
2 工艺分析及排样设计
如图1所示为某空调压缩机电机定、转子冲片示意图。压缩机的转子片结构简单,由28个槽形和中心轴孔组成;定子由36个槽形孔材料和一个中心孔。电动机定子片、转子片可以用一模两片套裁并采用自动叠铆方式冲出,就是最后冲出的可以是定子铁芯和转子铁芯。材料选用冷轧硅钢片,厚度0.50mm,料宽204mm,步距202mm。
图1 定子片和转子片结构简图
排样时,使冲裁中心周边最长的工位放在冲模中心部位,合理布置冲裁顺序,使模具压力中心尽量在冲床的压力中心附近。压缩机电机定、转子冲片如图2所示。前4个工位是冲压转子铁芯,工位(1)冲出导正孔和转子槽形孔及转子叠铆预孔,工位(2)冲出记数孔,工位(3)冲出叠铆孔和轴孔,工位(4)是转子落料叠铆。后4个工位主要用来冲压定子铁芯,其中工位(5)是冲定子槽,工位(6)冲切定子拼接槽,工位(7)定子落料,工位(8)切除多余废料。
图2 定转子片排样图
3 级进模结构设计及工艺分析
自动叠铆定转子冲片级进模的结构复杂,设计和加工制造都有一定难度。模具结构如图3所示。此模具采用模架为导柱滚珠导套。为满足高速冲裁要求,上模座1和下模座4采用45号钢。凹模采用YG20硬质合金钢,采用镶拼结构。较大尺寸的凸模采用硬质合金钢YG20,而对于小尺寸的凸模,因尺寸小易崩刃和折断,采用W18Cr4V制造,并采用可调节高度和易拆卸的结构。卸料板采用弹压式镶拼结构,可选用T10A钢制造,可用导柱滚珠导套作为卸料板主导向,卸料弹簧应采用高强度的优质矩形弹簧。导正孔应保证精确定位,并在各工位装入相应的导正钉,以防止送料步进误差超出叠压点压量范围,造成叠压点的啃边现象。采用叠片技术装置控制定转子铁芯厚度,叠片第一片冲出通孔。计数凸模上面的抽板机构,通过电磁阀和气缸来控制。
1.下模座2.托料板3.卸料固定板4.上模座5.压板6.导正钉凸模7.转子槽形凸模8.叠铆预孔凸模9.导正钉凸模10.转子计数凸模11.转子异形凸模12.转子叠铆凸模13.转子轴孔凸模14.转子异形凸模2 15.导正钉16.转子压入凸模17.转子落料凸模18.定子槽形凸模19.定子异形凸模20.定子落料凸模21.切断凸模
图3 模具装配图
4 结论
此电机定转子多工位级进模具有结构先进、精密度高、使用方便、安全可靠等特点,模具主要部件制造精度在2μm内,所有备件可完全互换。刃磨寿命可达到120万冲次以上,总寿命预计在1亿冲次以上。此模具已经投入使用,运行状况良好。
摘要：分析了电机定转子的工艺特点,介绍了零件的排样设计方案、模具结构和模具主要零件设计要点。电机定转子级进模已经试模成功,质量良好,并已正式投入生产。
关键词：模具设计,多工位级进模,设计,电机定转子
参考文献
[1]薛启翔.冲压工艺与模具设计实例分析[M].北京:机械工业出版社,2008.
[2]王孝培.弹簧片级进模设计[J].锻压装备与制造技术,2009,44(3).
[3]林志超,王蕾.连接器端子精密级进模设计[J].锻压装备与制造技术,2010,45(3).
电机定转子模具设计 篇2
1 几例故障现象
(1) 2009年2月, 4号发电机多处定子线棒端部侧面出现电晕现象, 线棒表面出现发白现象或者产生白色粉末。从现象来看, 除了大部分属于轻微损伤, 其余少数部分出现了较为明显的电晕腐蚀痕迹。
(2) 2010年1月, 在2号发电机检修过程中, 利用交流阻抗法测量转子磁极, 试验发现15#、19#、33#、36#、41#磁极交流阻抗值较低, 并确定发生匝间短路故障。
2 原因浅析
(1) 一般而言, 发电机外部电晕大部分发生在端部定子线棒槽口处, 发电机端部定子绕组电场分布不均匀, 受运行过程中电、热、机械振动、环境的长期影响, 局部场强过强, 导致附近空气电离, 当放电电场强度达到一定程度时, 出现电晕现象, 电晕发生热效应并产生O3和N2。在一定条件下, O3、N2和空气发生化学作用并生成硝酸类物质的化合物, 损坏局部绝缘。另外, 不均匀强磁场会产生静电吸附, 并积聚油污, 便会严重阻碍散热, 并在线棒表面产生细微的糙化作用, 使得电晕面积不断扩大。
当线棒防晕层受损时, 会改变防晕结构, 电位突变幅度更大, 端部电位不能平稳过渡, 电位的升高会导致发热, 严重时引起电晕。因此, 需要采取措施, 保持线棒防晕层不受损, 减少线棒端部的电势差, 使电势能够平稳过渡, 避免因高电位产生电晕。
(2) 磁极铁芯极身绝缘采用0.24mm环氧多胶玻璃粉云母箔围包10层, 并加热固化;绝缘托板采用聚酯树脂玻璃纤维压制件, 匝间绝缘交错垫二层自粘性浸渍环氧DDS-三氟化硼F级胶的Nomex410, 绝缘厚度为0.26mm, 热压固化成型。
在机组检修过程中, 利用交流阻抗法测量转子磁极, 试验发现15#、19#、33#、36#、41#磁极交流阻抗值较低 (见表1) , 与历年测试值相差较大, 初步怀疑存在匝间短路的可能。进一步进行匝间电压分布测试, 发现磁极电压分布很不均匀, 相差很大, 存在匝间短路现象。原因是安装工艺执行不到位, 在运行过程中受电、热、振动的影响, 磁极匝间积聚了油污、粉尘, 加上制造装配工艺中的缺陷开始显现出来, 致使出现匝间短路。匝间短路会造成转子不平衡, 转子电流显著增加, 无功出力降低, 电压波形畸变, 转子磁极过热, 不能及时散热的话, 严重的会导致膨胀变形, 引起转子振动加剧。
3 故障处理
3.1 线棒出槽口处电晕处理
(1) 用丙酮清理端部线棒, 并晾干。
(2) 涂刷低电阻防晕漆1 3 4, 长度为106mm, 并与定子铁心末端表面接触良好, 涂刷长度不得超过原低电阻防晕层的末端。要求涂刷均匀、无漆瘤, 避免污染线棒其他部位。涂刷完成后在室温下晾干24h。
3.2 转子匝间短路处理
(1) 对于交流阻抗轻微不平衡的磁极, 分解并清洗磁极, 组装磁极线圈, 在托板上、下两端粘贴新的3M粘胶带, 对磁极接头有磨损的, 用砂纸打磨干净, 并涂刷绝缘漆, 待干后紧固。在上托板与铁芯的接缝均匀涂抹罗纳星68胶, 将托板压实紧固。
(2) 对于匝间短路的磁极, 按照实施方案对匝间短路的磁极进行更换。新磁极在定子膛外及吊入膛内后的试验, 转子绕组绝缘电阻、直流电阻测试、交流耐压、交流阻抗测试等的试验结果均合格, 符合《DL/T596-1996电力设备预防性试验规程》要求。在开机试验过程中, 各项指标均合格。
4 结语
分析发电机定子绕组电晕和转子绕组匝间短路等故障的原因, 并采用最新工艺、材料对故障进行了处理。随着机组的运行年限不断增加, 有必要加强发电机的绝缘在线监测, 建立数据库, 进行状态分析, 指导检修;对于易发生绝缘损坏的部位加强检查, 进一步完善事故预案, 发现问题立即处理, 保证发电机组的安全可靠运行。
参考文献
[1]张华.导线胶化、绝缘固化及防晕处理对高压定子线圈质量的影响[J].东方电机, 2002, 30 (3) :231-233.
[2]DL/T596-1996.电力设备预防性试验规程[S].
[3]F.T.Emery.高压发电机定子线棒和绕组的局部放电、介质损耗因素及电晕测试[J].国外大电机, 2006 (4) :15-26.
电机定转子模具设计 篇3
关键词：冲裁,铁芯,冲裁速度,有限元模拟,断面质量,光亮带
定、转子铁芯是电机上的重要零部件之一, 其质量好坏直接影响到电机的技术性能。随着精密高速级进冲压技术的迅速发展, 在电机、电器等领域已广泛采用级进冲压技术制造自动叠片结构铁芯代替传统制作铁芯方法。近年来, 高速精密级进冲压技术得到国内行业、企业的广泛关注和重视。它把原本需要在多台设备上, 需要多人操作的工序减少至1台设备, 1人操作, 并且减少了各工序半成品的保管、运输及各种管理等环节, 节省人力和物力, 提高效率。同时, 其冲制精度高, 冲制尺寸精度一致性好, 可减少后续加工, 实现加工过程的节能减耗, 减少能源和资源需求, 具有显著的绿色制造的特征。
在高速精密级进冲压加工中, 工艺设计者首先要考虑的问题是保证冲裁件的质量。冲裁件的质量可以用冲裁断面质量和尺寸精度来衡量。其中, 冲裁断面质量的优劣对后续的工艺和应用具有重要影响, 是影响冲裁件质量的重要和直接的因素之一。
高速精密级进冲压的断面质量的目标是:获得尽量宽的光亮带、尽量小而少的毛刺、尽量高的垂直度。如图1所示, 即增加光亮带的高度, 减小毛刺的高度, 减小断裂角度。冲裁断面的质量受到材料性能、冲裁间隙、模具刃口磨损状态、产品形状、板料厚度、模具结构、冲裁速度等多个因素的影响。在高速、精密级进冲压的冲裁过程中, 在产品外形、材料性能、厚度、润滑方式等客观因素一定的情况下, 冲裁间隙、冲裁速度、凸模刃侧倾角、刃口圆角、凸凹模粗糙度等是工程实际中影响冲裁断面质量的关键因素。基于此, 很多学者做了各种研究力求获得这些因素与冲裁断面质量之间的定量关系, 本文通过建立有限元模型, 选择韧性断裂准则和断裂因子, 研究冲裁速度对电机定转子铁芯冲裁断面质量影响的规律。
1 模拟过程
1.1 建立模型
建立板料冲裁的三维模型参数如图2所示, 其参数为硅钢片厚度0.5mm, 冲裁基本尺寸0.3mm, 以凸模尺寸为基准, 凸凹模间隙采用板料厚度的4% (即0.12mm) , 具体模型参数如表1所示。板料在网格划分时采用局部网格细化的网格划分方法, 压料板、凸模、凹模均视为刚体不进行网格划分。材料为电机定转子铁芯常用材料硅钢片50W270, 材料的各项属性参数由硅钢片单向拉伸试验得到。
1.2 定义Deform-3D的模拟参数
在硅钢片冲裁成形中, Deform-2D/3D Pre是有限元模拟分析的关键部分, 参数设置基本上都是在Deform-2D/3D Pre阶段进行的。Deform-2D/3D Pre主要包括:几何模型的建立或导入, 网格划分, 材料的各项参数的设置 (断裂准则的选择和断裂系数的设定) , 物体接触和摩擦的定义, 模拟参数的设定。
1.2.1 断裂准则的选择
金属材料发生大的塑性变形时, 适合采用韧性断裂准则, 现有的常用韧性断裂准则有Cockcroft&Latham (C&L) 、Brozzo、Oyane等。
如今在模拟材料韧性断裂准则中, Cockroft&Latham准则、Mc Clintock准则等相对而言比较适合, 它们都是运用在应力、应变累计破坏计算中, 根据材料的最大破坏值来判断材料是否达到了临界值。刘忠德已经验证了C&L准则在研究金属断裂时结果和实际符合度好。
综上所述, 在冲裁模拟过程中宜选韧性断裂准则 (Cockroft&Latham) 。
1.2.2 几何模型的建立
在相关软件中建立三维冲裁模型, 并把凸模、凹模、板料、压料板这四个模型分别保存成stl格式文件, 导入Deform中, 先导入板料模型作为参考, 再依次导入凸模、凹模、压料板。在Deform中先对板料进行定位, 再逐个定位。在定位过程中, 导入一个模型定位一个模型, 不可全部导入。定位好之后再用Deform自带的修复功能对模型的每个面进行检查, 若有问题进行修复, 以免影响模拟结果。
1.2.3 网格划分
利用Deform软件本身的网格划分功能, 划分成四面体网格单元, 这主要是为了网格划分的方便。对模型网格进行局部细化, 如图3所示。这不但节省了网格划分所需时间, 还减少整个模型的单元总数, 从而缩短了计算机的模拟计算时间, 同时也提高了模拟结果的准确率, 也降低了对电脑的配置要求。
1.2.4 材料模型
由于Deform中没有本实验所需的材料硅钢片, 所以需新建材料模型, 导入由实验得到的真实应力-应变曲线图、杨氏模量、泊松比等参数, 如表2所示。图4为Deform-3D中参数单位换算标准。由于凸凹模间隙很小, 弹性变形可忽略不计, 因此把板料设为各向同性的弹塑性体, 工件材料的本构关系模型。
1.2.5 接触和摩擦设置
运用“对象间关系”命令, 设置Top Die和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12;设置Bottom Die和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12;设置yaliaoban和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12。
1.2.6 模拟参数的设置
模拟参数的设置是为了准确有效地冲裁模拟。冲裁过程是一个连续的分析计算过程, 需要定义一些重要的参数, 分别为:①总步数, 决定模拟的总时间和行程;②步长, 为了设定适当的步骤大小, 用量尺测量坯料的一个元素较少的边界长度。短边缘的平均长度大约是t, 因此在小的边缘长度中的1/3为t/3in/step (Constant Die Displacement) 。在实际模拟中对步骤大小进行了不同组的实验值 (具体数值下文正交试验中具体列举) ;③主动模具, 选择物体的编号 (2-Top Die) ;④存储步长, 决定每多少步储存一次, 不能太密, 否则文件太大。
2 模拟结果
2.1 薄板精密冲裁过程
薄板精密冲裁和普通冲裁过程一样, 精密冲裁在整个冲裁过程中同样也要经历三个变形阶段:弹性变形、塑性变形、断裂分离。如图5所示。模拟冲裁开始时随着凸模以设定好的速度压下, 板料首先发生弹性的压缩和弯曲变形;当板料内部的应力超过材料的屈服极限时, 板料逐渐开始产生塑性拉伸、弯曲、挤压变形;随着模拟的进行, 板料的变形程度和屈服应力逐渐增加, 材料内的应力慢慢达到屈服强度极限, 高强度的应力集中导致裂纹最先在凸、凹模刃口处出现, 并且逐渐扩展, 最后聚集在一起, 变成较大的裂纹, 最终导致材料发生断裂分离。
2.2 冲裁断面质量分析
冲裁件的质量主要用冲裁断面质量和工件 (冲裁件) 的尺寸精度来判断。冲裁断面质量的好坏是影响冲裁件质量最重要和最直接的因素之一, 这是因为冲裁件断面质量的好坏对后续的工艺及应用有非常重要的影响。
在整个冲裁过程中, 板料主要经过弹、塑性的拉伸、弯曲、挤压以及断裂过程, 如图6所示为软件模拟结果和实际冲裁断面形态图, 实际冲裁断面的光亮带宽度和软件模拟冲裁断面的光亮带宽度接近。可以很明显地看出冲裁断面的四个非常重要的特征区域, 分别是:圆角带、光亮带、断裂带以及少量的毛刺。圆角带产生在板料与凸模或凹模相接触的一面, 是由于板料受弯曲、拉伸作用而形成的。材料塑性愈好, 凹凸模之间的间隙愈大, 形成的塌角也愈大。光亮带是由于板料塑性剪切变形所形成的。光亮带表面光洁且垂直于板面。冲裁间隙愈小、材料塑性愈好, 所形成的光亮带高度愈高。断裂带是由于冲裁时产生的裂纹扩张形成的。普通冲裁产生毛刺是不可避免的。由图7可以看出板料精密冲裁的实际冲裁断面 (通过电竞扫描得到的四个特征区) 和模拟结果非常相似。如图8所示为冲裁过程中载荷变化曲线图。如图9为冲裁过程中能量随时间变化图。如图10为冲裁过程中凸模力随时间的变化图。
(a) 板料弹性变形阶段 (b) 板料塑性变形阶段 (c) 板料开始断裂阶段 (d) 板料完全断裂阶段
(a) 实际冲裁断面形态图 (b) 软件模拟结果
由图可以看出, 模拟开始时, 模具所受载荷急剧增加, 当载荷增加到0.715klb (只分析Bottom Die) 时曲线有一点缓和, 说明材料开始发生弹性变形, 当模具所受的载荷达到峰值时说明材料所能承受的力达到了极限值, 开始发生断裂, 由于断裂的区域越来越多, 材料断裂所需的总载荷降低, 直到彻底断裂时载荷变为零。
2.3 不同冲裁速度的光亮带宽度分析
冲裁件质量是指冲裁断面光亮带的宽度比。如图10所示, 为不同冲裁速度时的断面质量图。
(a) 冲裁速度10in/sec (b) 冲裁速度11in/sec (c) 冲裁速度12in/sec (d) 冲裁速度13in/sec
如图11所示, 当冲裁速度从10in/sec逐渐增大到13in/sec时, 光亮带宽度不断减小, 所以冲裁速度不宜超过10in/sec。具体的光亮带宽度的对比计算和上述完全相同。
如图12所示, 当冲裁速度从10in/sec逐渐增大到13in/sec时, 最大冲裁力逐渐增大, 而太大的冲裁力就需要消耗更大的能源, 增加了成本, 同时也增加了危险性。所以冲裁速度不宜超过10in/sec。
3 总结
外转子永磁轮毂电机的设计研究 篇4
轮毂电机驱动系统是一种全新的电动汽车驱动形式,在正常运动控制、整车结构布置方面具有非常明显的优势,使得轮毂电机驱动系统的开发成为电动汽车研发的一个重要方向。轮毂电机驱动的电动汽车由于两侧的驱动轮之间没有刚性连接轴,所以取消了传动汽车的机械差速器,在车辆行驶转弯时,可以通过分别调节两侧驱动轮的转速,实现差速功能。
目前,电动汽车轮毂电机驱动技术在国内的研发处于起始阶段,与国外相比有一定的差距。轮毂电机的应用改变了汽车传统的驱动方式,更有利于实现机电一体化的现代化控制技术,必将在电动汽车上得到广泛的应用。
电动汽车轮毂电机驱动系统具有如下优点:
(1)动力传动的硬件连接改为软连接形式,省略了传统汽车所需的机械操纵换档装置、离合器、变速器、传动轴和机械差速器等,汽车结构大为简化,可以使整车总布置和车身造型设计的自由度大大增加;
(2)各电动轮的驱动力直接独立可控,使其动力学控制更为灵活、方便;
(3)容易实现各电动轮的电气制动、机电复合制动和制动能量回馈,节省能量;
(4)两个独立的电动轮将做协调配合,减小传动中机械磨损与损耗,提高了传动效率。
2 轮毂电机的驱动形式
轮毂式电动汽车的驱动轮有两种基本形式:直接驱动式电动轮和带轮边减速器电动轮。形式的不同主要取决于采用的是低速外转子还是高速内转子电动机。两种结构形式的轮毂电机,如图1所示。
轮边式电动轮,电机一般在高速下运行,通常选用普通的内转子电机。减速机构放置在电机和车轮之间,起减速和增加转矩的作用。轮边式电动轮优点:电机高速运行,具有较高的比功率和效率,通过齿轮增力后,扭矩大,爬坡性能好。不足之处是:难以实现液态润滑,齿轮磨损较快,使用寿命短,不易散热,噪声偏大,系统结构复杂。此方式适用于丘陵或山区,过载能力较大场合。
直接驱动式,电机多采用外转子,具备低速大扭矩外特性。直接驱动的优点有:不需要减速机构,不仅使驱动系统结构简单、紧凑,轴向尺寸也减小,而且效率进一步提高,响应速度也变快。缺点:起动,爬坡等承载大扭矩时需大电流,易损坏电池盒永磁体;电机效率峰值区域小。此方式适合城市工况场合。
基于整车布置空间限制、动态响应、系统复杂程度等,以直接驱动式外转子作为研究对象。
3 电机本体设计
3.1 绕组设计
绕组可分为多相绕组和分数槽绕组[2]。从理论上说,绕组相数越多,越接近直流电机换向,电机的绕组利用率也越高,但控制线路、策略复杂,成本越高,目前车用动力电机以三相为主。
电机的每极每相槽数定义:q=Z/(2mp),Z为槽数,m为相数,p为极对数。当q不为整数的绕组称为分数槽绕组。采用分数槽绕组特点如下:
(1)同相中各线圈分布在不同的极下和槽下;
(2)每相下的槽相对错开;
(3)相对于整数槽,每极每相槽数少,少的大槽替代多的小槽;
(4)线圈节距=1;
(5)增加了绕组的端距和分布效应;
(6)集中式绕组;
(7)槽满率高、端部短。
分数槽相对于整数槽的主要优势如下:
(1)提高反电动势波形的正弦度;
(2)降低齿槽转矩;
(3)减小槽绝缘,提高槽利用率,简化嵌线工艺和接线;
(4)缩短绕组端部,减少用铜量,非重叠式绕组,不必设相间绝缘;
(5)改善发电动势波形的正弦度;
(6)便于机器绕制绕组,提高工效;
(7)降低铜耗,提高效率,降低时间常数,增加功率密度等。
电机绕组层数常采用单层双层绕组和双层绕组两种形式。单层绕组,每槽只放一个线圈边,三相电机最大限度6个线圈,其槽数必定是6的倍数;双层绕组,每槽放置2个线圈边,其槽数是3的倍数即可。
双层绕组相比单层的特点:第一,双层绕组的发电动势波形更优异;第二单层绕组比双层绕组有较大的电感,对高速电机运行不利;第三,与双层相比,单层绕组的端部伸出约大一倍,总用铜量增加,总电机稍大;综上,一般推荐采用双层集中绕组。
综上所述,轮毂直驱式电机,因其结构长径比较小、低速大扭矩特性。采用分数槽绕组形式优势明显。
3.2 槽极数配合
假设:Z与p最大公约数为t,即Z/p=Z0/po,这样称Z0和p0组成的电机为单元电机,原电机由t个单元电机组成,分数槽绕组槽极数组合约束条件为:(1)Z0/m=整数;(2)p0/m≠整数;(3)若Z0为偶数,p0必为奇数;(4)若Z0为奇数,p0可为偶数也可是奇数。推荐的组合如表1,参考文献[3]。
从表1可知,Z0/p0=3/1和Z0/p0=3/2的绕组短距系数为0.866,处于每个Z列中间位置的配合有较大的绕组系数,是推荐值。绕组系数见表2。
3.3 磁钢设计
永磁电机是由磁钢产生磁场,电磁耦合产生电磁力矩,因此磁钢的设计将影响电机各项性能。通常需要永磁材料具有高剩磁、高内禀矫顽力和高磁能积。在现有材料体系下,通过磁钢的设计,避免磁钢在高温、振动及电流过载下出现退磁,而使电机的性能降低,参考文献[1]。
4 转矩脉动的抑制
永磁同步电机在交流伺服系统中得到越来越广泛的应用,平稳的电磁转矩和低噪声振动是车载电机系统的重要性能目标。但是电机中存在的纹波转矩、齿槽转矩严重影响了电机的控制性能,为提高电机的控制性能,本文主要针对降低纹波转矩和齿槽转矩进行优化设计。
转矩波动主要来源于纹波转矩、齿槽转矩和磁阻转矩。纹波转矩是定子磁势谐波与转子磁场谐波相互作用产生的。对于不同q的分数槽电机来说,负载下,q=1/2电机纹波转矩较大,1/4次之,q在1/3附近(即基本组合)有较低的纹波转矩。相同q的组合中,大多数情况下,槽数越多(即单元t越大),纹波转矩越低。因此通过提高定子、转子磁场正弦度和槽极数配合来抑制纹波转矩。
永磁同步电机有效转矩主要由永磁转矩和磁阻转矩组成。磁阻转矩是因磁路磁阻不平均衡而产生的。通常,在结构上,交直轴磁路不平衡,通过分配交直轴电流获取有用的磁阻转矩。轮毂电机的负载转动惯量较大,可以允许一定的转矩脉动,因此可以利用磁阻转矩提高输出扭矩值。齿槽转矩是由于齿槽分布气隙磁导变化产生的,会加大启动扭矩和谐波噪声。
5 降低齿槽转矩设计措施
永磁电机的齿槽转矩是定子齿槽与转子永磁体相互作用而产生的磁阻转矩。当转子磁极与定子齿槽的相对位置不同时,主磁路的磁导发生了改变,即使绕组不通电时,电机转子也有停止在圆周上若干个稳定的趋势。其危害包括:(1)引起速度波动、电机振动和噪声;(2)变速驱动时,齿槽转矩频率接近系统固有频率,可能产生谐振;(3)增加了最初的起动转矩。
一个电机总的齿槽转矩可以理解为多个单元齿槽转矩的叠加。图2槽口-极间单元模型表示单元齿槽转矩。以槽口中心为零点,当磁极极间中心线处于零点位置时,产生的齿槽转矩为零,当转子移开,磁极极间中心线偏移零点位置,由于磁阻变化产生了磁阻转矩。总齿槽转矩由Z个单元槽转矩叠加而成。这样,降低齿槽转矩各种设计措施的基本思路可归纳为:
(1)调整槽-极间单元模型,降低单元齿槽转矩幅值,调整峰值点位置;
(2)调整这些单元齿槽转矩在叠加时所处的相位关系,使之相互抵消或部分补偿,从而使总齿槽转矩得到削弱。
降低齿槽转矩主要措施有:(1)采用无齿槽结构;采用闭口槽、槽口加磁性槽楔;(2)降低气隙磁密、降低铁芯饱和程度,特别是避免齿尖饱和;(3)优化磁极极弧宽度和槽口宽度;(4)采用分数槽绕组;选择合适的Z/p组合;(5)不等气隙;(6)斜极、斜槽或磁极分段错位;(7)磁极偏移,齿顶开辅助凹槽。
目前应用普遍的措施是磁极分段错位和选择合适Z/p组合。Z/p组合与齿槽转矩关系可通过基波齿槽转矩次数γ体现,γ=LCM(Z,2p),LCM-最小公倍数。
通常认为,齿槽转矩基波次数越大,其幅值就越小,所以,宜选择最小公倍数较大的Z/2p组合。鉴于制造工艺和成本因素,本文案例主要采用Z/p组合和优化磁极极弧宽度措施来减弱齿槽转矩。
6 不平衡径向磁拉力
偏置的相绕组产生偏置的定子电枢反应磁场,它和在气隙中永磁转子产生的磁场合成为不平衡磁场,产生不平衡的径向磁拉力,成为不平衡径向磁拉力(Unbalanced-magnetic-pull),随着电机换相,这种磁拉力也是旋转的,没经过一个电气换相周期,不平衡径向磁拉力旋转一周,其频率为电机转子旋转频率的p倍,将引起电机高频振动和噪声,如果转子在机械上还存在偏心,振动和噪声将加剧。
解决措施有如下:优化设计参数,降低UMP;改用Z为偶数的槽极配合;规避Z为奇数的某些配合,选择多个单元电机组合和非基本组合的其他组合。
固定的轮毂尺寸,分数槽电机可选择槽极数组合较少,仿真案例采用Z为奇数的槽,存在着一定的不平衡磁拉力,但采用8个单元电机组合,能有效抑制不平衡磁拉力。
7 样机仿真
轮毂型号:6.5jx16;电机类型:永磁外转子分数槽;极数:64;定子槽数:72;参考电压:320V;额定扭矩:450N⋅m;峰值扭矩:700N⋅m;额定功率35k W;峰值功率70k W;最高转速1400r/min。
仿真结果如图3、4所示,磁密分布在0.5~1.2T之间;相反动势波形正弦度高,谐波含量在8%之内,主要是三次和五次谐波量,见图5;对于Y绕组,因其空间相位的对称性使线反电动势消除了三谐波,总谐波含量将低于5%;无输入电流情况下,静态磁场下的齿槽转矩±2N⋅m,如图6所示。磁槽转矩相对于几百牛米的输出力矩,几乎可以忽略不计,这和反电动势的正弦度高是一致的;给定电压激励源或电流激励源,仿真出的转接和电流值如图7和8所示,图示输出扭矩为675N⋅m,动态扭矩波动在±15N⋅m之内,与Rxrpmt计算结果接近。
8 结语
轮毂电机驱动系统是一种全新的驱动形式,具有明显优势,已成为电动交通工具的一个重要方向。以集成度高的外转子式永磁轮毂电机为发展趋势。采用分数槽绕组形式,选取合适的Z/p组合,可以而提高反电动势正弦度和降低齿槽转矩,能大大减弱动态转矩脉动和谐波噪声。借助于仿真软件分析,缩短了开发周期和节约开发成本,同时给理论研究提供参考。案例只是初步的设计分析,有待优化改善。
摘要：阐述了轮毂电机在电动汽车上的优势,其有两种不同的结构形式,其中结构紧凑的直驱式外转子是目前研究热点。以外转子直驱式永磁电机为研究对象,介绍了绕组设计、槽极数组合选择和磁钢设计,并提出了降低齿槽转矩和不平衡磁拉力的措施等。最后以一台外转子轮毂电机为模型,对其性能进行了仿真分析,效果明显。
关键词：外转子,轮毂电机,齿槽转矩,槽极数组合
参考文献
[1]唐任远.现代永磁电机[M].北京:机械工业出版社,1997.
[2]张琛.直流无刷电动机原理及应用[M].北京:机械工业出版社,1998.
电机定转子模具设计 篇5
关键词：Taguchi方法,工艺参数优化,浇注温度,模具温度
0 引言
电机铸铝转子的加工质量是影响电机整体质量的关键要素之一, 转子铸铝方法主要有离心铸铝和压力铸铝两种, 其中压力铸铝用压力将融化好的金属铝液注入型腔, 待冷却凝固成铸件。该方法质量问题最突出的表现是转子内部存在的气孔, 其次是转子内部的笼条细条、断条、夹渣以及端环部分的缩孔、冷裂、热裂、缺肉等问题。这些问题最终导致整机的电气性能下降、转速不够、效率降低。
针对上述质量问题, 诸多文献提出相应的改进措施, 在解决上述质量问题的工艺过程控制中对浇注铝液温度和主要模具温度的控制是工艺设计的关键参数之一, 模具预热温度不够, 使铝液的流动性降低, 加上铝液在压铸机注入口停留一段时间, 又会降低一些液温, 铝液在压入型腔时, 由于浇道口的尺寸太小, 致使铝液的流动性更加变差, 铝液虽被压入型腔后, 但过低的铝温使之固化速度加快, 可是浇道口尺寸太小, 本身就限制了铝液的流动, 另外浇道口的铝液也会迅速固化从而堵塞了料饼“后续部队”的支援、致使型腔和端环部位得不到铝液的补充, 从而形成了气孔。为确保铸铝转子质量, 必须精确确定并控制铝液的压铸温度, 传统上铝液浇注温度一般控制在650-720毅C, 本文采用Taguchi方法来确定最佳的浇注温度和模具温度组合, 为提高铸铝转子质量提供参考。
1 物理模型和方法设计
1.1 铸铝转子压铸工艺分析
铸铝转子压铸工艺分析过程如图1所示, 其工作原理是用压力将融化好的金属铝液注入型腔, 待冷却凝固成铸件。压力铸铝时, 铝水压射到转子槽和型腔中的速度极高, 其充填速度可达10-25m/s。
1.2 方法设计
Taguchi方法使用标准的正交矩阵以保证通过最少数目的试验, 得到能够影响试验目标的所有试验因子的信息, 该方法的目的是优化设计参数的组合, 提高生产质量的稳定性。
在Taguchi方法中, 把影响质量的工艺分为控制因子、噪声因子、信号因子。根据试验设计的优化目标可以把信噪比的计算分为目标值越大越优、目标值越接近某个值越优和目标值越小越优3种类型, 对凝固时间来说都是越小越好, 属于目标值越小越优问题, 因此采用如下信噪比计算公式。
目标值越小越优计算公式:
试验结果均值分析根据正交试验结果, 确定各个试验因子对质量的影响, 预测出对应于最佳质量响应的最优因子水平组合。
式中MAi——因子A在水平i的平均信噪比;
nA——因子A在正交表中出现的次数;
ηAi——因子A在水平i的信噪比。
通过变量分析 (ANOVA) 可以定量估计各个因子对整体测量响应的相对贡献;计算方差和来确定各个因子对产品性能指标的影响程度。
SStotal——总方差和;SSfactor——各因子方差和;
Vtactor——因子的变量;n——实验次数;
r——样本数;DOF——自由度。
2 实验设计
2.1 因子水平表
铸件凝固时间直接与合金浇注温度和模具温度有关, 本文主要研究直接与铸件接触的上模、下模、侧模温度和浇注温度对最后铸造成型的影响, 以上4个变量均为可控因素, 表1是因子水平表。
2.2 正交实验表
该实验是4因子二水平, 把相应的因素水平按因素水平表中所确定的关系对号入座, 得到正交实验表, 如表2所示。
3 实验结果与分析
3.1 显著因子确定
3.2 因素主次分析
若因素的F比>=F0.01, 则称此因素高度显著;若因素的F比>=F0.05, 则称此因素显著;查表得F0.01 (1, 3) =34.1, F0.05 (1, 3) =10.1, 由表3、表4分析可得, 影响结果凝固时间分析:FA>34.1, FB>34.1, FC>34.1。
所以A、B、C三因素对凝固时间的影响均为高度显著性因素, 由表5、表6可得其影响因素的排序情况, 需考虑交互作用。
A、B间的交互作用, 如表7所示。
AB交互作用后的最佳因子水平是A2B2, 同理可以得到BC交互作用后的最佳因子水平是B2C1, AC交互作用后的最佳因子水平是A2C1。
根据不同水平信噪比的均值可以得到各因子对性能指标影响的敏感程度, S/N的值越大表示信号对噪声的敏感程度越小, A2B2C1D1对于凝固时间来说是最优的工艺组合。
4 结论
本文采用Taguchi方法对电机转子铸铝工艺中的铝液浇注温度和主要模具温度进行组合优化设计, 根据预测凝固时间的结果, 获取最佳的浇注温度和模具温度组合, 为提高铸铝转子质量提供参考。
参考文献
[1]毛亚莉, 席德鉴.对绝缘处理工艺中一些看法和问题[J].电机技术, 1980 (02) .
[2]顾宝怀.积极完善高压铸铝工艺发挥其工艺特点[J].电机技术, 1980 (02) .
电机定转子模具设计 篇6
关键词：电机,磁阻型转子,无刷双馈电机,优化,设计,改进绕组函数法
0 引言
无刷双馈电机(BDFM)已被证明是在变频调速和变速恒频发电领域有着良好前景的一种新型电机,而目前大多学者侧重于研究鼠笼型转子的无刷双馈电机,这种电机的转子工艺相对复杂,且由于转子导条为嵌套笼型,转子的感应电流很难进行精确的解析计算,因此对于此电机进行优化设计是十分困难的,这些都是其进入实用阶段的制约因素。
磁阻型转子的无刷双馈电机具备鼠笼型转子电机的大部分优点,且转子结构简单,制造成本低廉,吸引了越来越多的关注。该电机的定子结构与鼠笼型转子电机一致,基本可以套用标准交流电机定子冲片;但对于磁阻型转子的优化设计尚无深入的报道。究其原因,此类电机是一个强非线性、多参数、多变量的复杂系统,很难通过解析计算得到优化的设计参数。目前较常用的方法是应用有限元法对其电磁场进行数值计算来模拟电机特性[1],但由于有限元方法只能选取一些特定的设计参数来进行分析,且每次计算时间较长,无法做到对某些特定性能的优化设计,尤其是涉及到多个转子形状参数的组合,仅应用有限元方法是无法完成的。
为了解决磁阻型转子形状优化设计与庞大的计算量之间的矛盾,本文首先对绕组函数法进行改进,能够快速且基本准确地获得绕组的自感及互感值。在此基础上,可以对磁阻转子的外形尺寸进行设计。为获取更好的调制效果,进一步在转子内部设置隔磁桥,由于尺寸参数较多,且需要进行多目标优化,传统的电机设计方法不能满足要求,本文引入了用于优化计算领域的田口法。此方法是在产品开发和产品设计中针对某些关键性能参数,对相关多个设计变量进行优化设计的一种有效方法[2,3,4],但此方法鲜见于国内的电机本体设计优化场合。基于此方法,本文对磁阻型转子中各个不确定的设计参数进行了综合优化分析,最终得到了一组最优的设计参数,并在实际样机的对比测试中验证了此参数的合理性。
1 磁阻型无刷双馈电机的原理及设计理念
无刷双馈电机结构如图1所示。其定子绕组由2套极对数不等的三相对称绕组构成,一套为功率绕组,极对数为pp,接电网三相电源;另一套为控制绕组,极对数为pc,接一个四象限运行的变频电源。2套绕组在各自的电源激励下,pp对极旋转磁场在定子绕组中产生的感应电势应在pc对极绕组的3个出线端无电势差,不会引起功率绕组的附加电流;同理,pc对极旋转磁场在定子绕组中的感应电势也应在pp对极绕组的出线端间无电势差,不引起变频电源的附加电流。根据无刷双馈电机的原理,通常转子极数选择原则为pr=pp+pc。
磁阻型无刷双馈电机的数学模型有别于鼠笼型转子电机,其推导过程比较复杂,此处直接引用表达式如下[5]:
功率绕组和控制绕组的磁链表达如下:
其中,Lp、Lc、Lpc分别为功率绕组自感、控制绕组自感及功率控制绕组互感,Rp、Rc分别为2套绕组的电阻,ωr为转子角速度,Ic*ejθ为等效在功率绕组中产生运动反电动势的对应控制绕组电流矢量,Ip*ejθ为等效在控制绕组中产生运动反电动势的对应功率绕组的电流矢量。
由式(1)—(4)可以看出,电机运行的性能指标与定子2套绕组的自感及互感都有着密切的联系,因此电机的设计应该充分考虑对各绕组电感的优化设计。本文在传统凸极转子以及径向迭片转子的基础上,提出一种新的具有隔磁桥的轴向迭片转子,该转子结构既能接近轴向迭片转子的性能,又极大简化了加工工艺,更利于产业化需要。本文设计样机转子为四极结构,如图2所示,图中a、b、c、d、e是优化设计中所选取的形状参数,分别表示气隙宽度、直线磁障长度、圆弧磁障距离圆心最短距离、电机转轴半径和转子凹陷部分外沿所在圆周的圆心极坐标。下面将介绍这一特殊磁阻转子的设计过程。
2 磁阻型转子外形的快速优化设计
绕组函数法是一种对于任意定转子结构电机的感量计算都行之有效的方法,一直在新型电机的研究中担当着重要的角色[6,7,8]。对于磁阻型无刷双馈电机的自感及互感计算同样也能应用这种方法。绕组函数的物理意义是:当电机某绕组通入单位电流时,沿着气隙圆周的磁动势分布。它反映了绕组匝数(导体数)的空间分布规律,电机某相绕组的磁动势可用其绕组函数与相电流的乘积来表示。传统的绕组函数法是将绕组函数进行傅里叶分析,以其基波函数近似替代绕组函数,在单套三相绕组电机中用以计算绕组电感,其结果的精度是基本符合电机设计要求的。在分析无刷双馈电机时,定子存在2套绕组,且磁阻转子要对其各自产生的磁场进行调制,导致电机内部谐波含量非常丰富,如果以基波函数来代替绕组函数用以分析绕组自感及互感,则会忽略很多谐波分量的影响,这样得到的结果将不能满足新型电机设计的要求。
本文在绕组函数法原理的基础上,对该方法进行改进,对反气隙函数及绕组函数不仅考虑其基波成分,而且对其所有次数谐波都进行考虑。具体做法是对反气隙函数及绕组函数都以更反映真实情况的阶梯分段函数来描述,以此来计算定子功率和控制2套绕组的自感及互感,并对磁阻转子的不同位置电感进行建模及分析,从而得到完整的自感、互感随转子位置不同的分布图。此方法结果更加接近真实值,理论依据如下:
a.以阶梯分段函数描述的反气隙函数可以反映出磁阻转子凸极的准确极靴形状;
b.以阶梯分段函数描述的绕组函数包含了较多实际存在的谐波分量,而这些谐波分量会影响无刷双馈电机运行状态。
由于该电机定子和传统交流电机类似,基于电机的基本设计原理,可以粗略设计电机的定子形状以及绕组匝数等参数。设计得到的参数如下:定子外径190 mm,定子内径114 mm,铁芯长度85 mm,定子槽数36,转子为具有隔磁桥的磁阻型转子;功率绕组的线圈跨距1~7,线圈匝数80,直径1 mm;控制绕组的线圈跨距1~19,线圈匝数40,直径0.8 mm。
下面分别用分段函数来表示绕组函数及反气隙函数,以功率绕组的A相和控制绕组的a相为例:Np A(θ)和Nc a(θ)分别为功率绕组和控制绕组的绕组函数,g-1(θ)为反气隙函数。
其中,i=0,1,2,3。
其中,i=0,1。
其中,i=0,1,2,3,4。
依据以上各绕组函数及反气隙函数的表达式,可以得到电机所有的自感及互感参数。根据绕组函数法原理,可以将A、a两相的互感列写如下:
其中,μ0为真空磁导率,l为电机的轴向铁芯长度,r为定子内径,θ为定子空间位置角度。
选择磁场调制效果最好的转子就是转子优化设计的目标,磁阻型转子的形状对性能影响最大的是极的宽度。四极转子的极宽度取值范围为0°~90°。当然0°和90°都是极端情况,是不可能出现的,接近这2个极端的转子肯定也是不可取的。因此选择从20°~70°的范围来研究,从中找出最优化的转子。而调制的效果可以通过定子2套绕组互感与功率绕组自感的比值来体现[9,10],其比值越大越好,可以利用LAa/LAA的比值来选择转子的极宽度。图3为计算得到的比值曲线。
可以看出凸极转子所占机械角度为50°时,互感与自感的比值是最大的,因此可以选取转子极宽度为50°作为此电机设计的方案。
3 转子隔磁桥的优化设计
3.1 优化设计方法
得到转子外形参数后,如何优化设计隔磁桥是一项很困难的工作。在这一特殊磁阻转子的设计中,有很多参数的选择都有一定范围,如气隙长度、转子结构形式、隔磁桥的形状等,而这些参数的选取又会影响很多性能指标,如最大转矩、转矩脉动等,综合优化设计这些参数并得到适合应用场合的优良性能指标是很困难的。如果完全将每一种组合都进行设计验证,验证次数将会成指数形式增加,是一项非常繁琐的工作。例如如果有5个控制参数,每个控制参数有4个等级,那么所有的组合情况等于45=1 024种,如果对这些组合都进行一次动态有限元计算再加上对所有计算出来的数据进行整理分析,这将是一项非常耗时的工作。因此寻找合适的优化计算方法,在磁阻型无刷双馈电机的优化设计中显得尤为重要。本文引入一种在电机优化设计领域较新颖的方法———田口法,来进行优化设计,从而达到大幅减少优化设计时间的目的,为该种电机进入实际应用提供有利条件。
田口法是日本田口玄一博士于20世纪70年代初期创立的,它是在产品开发和产品设计中针对某些关键性能参数,对多个相关设计变量进行优化设计的一种有效方法。田口法在日本、欧美等发达国家被广泛应用于制造、航天、军事、电子等多个领域,使这些国家的产品质量得到了显著提高并节省了大量资金,它被证明是一种新颖、科学、有效的质量工程优化设计方法[11,12,13]。
田口法有2类参数:控制因子及误差因子。控制因子是那些容易被控制的变量,而误差因子则不然。田口法的目的就是利用控制因子来加强系统对误差因子的鲁棒性,从而获得所需系统特性。田口法的应用主要包括如下3个步骤:
a.选择所要优化的目标参数和影响该目标的各个因子(又被称为控制参数);
b.应用正交表得到优化设计所需要的实验(或仿真)的样本,并实施它们,得到所需要的实验(或仿真)结果;
c.应用相关算法得到一组最优化设计的各控制因子组合,并利用实验(或仿真)对其进行验证。
3.2 优化参数及目标的选择
针对图2所示,隔磁桥以及气隙、轴尺寸都会对电机的运行有影响,因此选择a、b、c、d、e这5个参数作为优化参数。每个参数都对应4个尺寸的选择,应用田口法L16规则可以选出16种参数组合。表1为具体选择的这5个参数值。
mm
选定好优化参数以后,需要对优化指标进行选择。对任何一台电机,都希望能够做到能量密度尽量大,即在同样的工作条件下,力矩最大化,因此可以选择平均力矩的大小作为优化的目标之一。另一方面,在过去的研究和实践中,无刷双馈电机的磁场分布复杂,谐波含量较多,导致电机转矩脉动比较大,因此在优化设计中必须考虑如何减小转矩脉动[14,15,16]。研究转矩脉动必须找到可量化的参数作为优化设计的指标,本文将仿真计算中得到的总转矩曲线进行快速傅里叶变换(FFT),并引入总谐波畸变率(THD),来表征波形相对转矩直流分量的畸变程度,其定义为全部谐波含量均方根值与基波均方根值之比。考虑到转矩脉动所产生的振动噪声的不良影响主要来源于较低次的谐波,本文选择1~7次谐波含量作为研究对象,因此选择THD7作为电机优化的另一个指标。
其中,Ten为n次谐波电磁转矩的幅值,Teav为平均电磁转矩。
3.3 优化过程及结论
本文基于动态有限元法,对表1中的16种情况进行仿真,对得到的数据进行处理,得到16个平均转矩和THD7的计算结果,如表2所示。
将每个参数在各种选择情况下的4种变化情况的结果求平均值,可以得到各个参数的取值对于最后优化目标的影响趋势图,表3和表4分别表示参数变化对平均转矩(单位N·m)以及谐波畸变程度的影响趋势。
接下来应用方差分析法(ANOVA)计算各个参数与平均值的差值的平方和(SS),以此来判断各参数对最终结果的影响的大小。定义SS见式(10),可以计算得到表5中的结果,SS1和SS2分别为平均转矩和谐波畸变的方差平方和。
其中,m(T)表示某特性的平均值,mA i(Ti)表示第i组参数下的某特性值,本文中即为平均转矩和谐波畸变2种特性。
由表5可以看出,参数a对于平均转矩的大小有着决定性的作用,而对于谐波畸变,参数b具有最关键的作用,参数a和c也有一定的贡献,参数d和e的影响相对比较小。综合以上信息,在a的选择上要以平均转矩为目标来选择,因此选择a2,而b、c、d和e都可以依据谐波畸变指标来选择,最终选择出来的最优组合为:a2、b4、c3、d4、e3。
这一优化结果综合了转矩最大化以及谐波最小化2个指标。本方法可推广到对任何功率等级的磁阻型无刷双馈电机的转子形状进行优化设计中。
4 样机仿真及实验
本文基于动态有限元法,对最优化组合参数的电机模型进行动态有限元分析,用以验证此选择结果的合理性。图4和图5为最终方案仿真的磁力线分布以及转子旋转一周转矩脉动情况。
对仿真结果数据进行计算,可以得到:
从这一结果可以看出,优化后的组合比表2中所有组合的平均转矩都要大,且转矩谐波畸变比其他所有组合都要小,证明了利用该优化算法所设计的电机在优化目标上是具有最佳性能的。
由于无刷双馈电机常用于变速恒频发电机,因此仍然在动态有限元环境中,以此电机模型作为发电机运行,来观测其发电运行状态,在额定功率及额定转速下,可以得到功率绕组的输出电压波形,如图6所示。
以此优化设计结果制作无刷双馈电机样机,其转子槽以低热膨胀系数非导磁的树脂材料灌注,目的是提高转子的机械结构强度;定子2组出线分别为三相功率绕组和三相控制绕组。样机参数如下:额定功率1500 W,额定转速750 r/min,功率绕组额定电压110 V,控制绕组额定电压60 V,功率绕组、控制绕组均为Y接线,定子外径190 mm,定子内径114 mm,气隙0.4 mm,铁芯长度85 mm。
对此样机进行负载测试,得到测试数据如表6所示,实验证明达到了样机设计目标。
对此电机进行运行试验,运行的状态与有限元仿真一致(额定功率及转速),同样可以得到功率绕组输出电压波形,如图7所示。可以看出与图6仿真的结果十分接近,实际样机的测试波形齿谐波较仿真的更小,其原因是样机的定子采用了斜槽工艺。由于实验负载为纯阻性负载,可以知道输出电流形状与电压形状类似,其谐波含量较小。分析图7的谐波含量,其总谐波畸变率THD=4.83%。样机基本功能的测试以及与仿真结果的对比从侧面说明了电机优化设计过程的有效性。
5 结论
电机定转子模具设计 篇7
关键词：外转子永磁电机,设计,有限元计算,气隙磁密
0 引言
抽油机主要分为游梁式和无游梁式两种。游梁式抽油机俗称“磕头机”,是目前主要的抽油设备,其主要特点是结构简单、便于维护,但是结构笨重,在抽油的一个冲次中负载不均衡,电动机输出功率有70%是无用功,耗能大。无游梁式抽油机主要有皮带传动式、链条传动式等,其中,直线电机传动和液压传动实现了直驱式,但成本高,维护不便[1]。针对此现象,笔者研究了一种新型的外转子永磁电机,将该电机应用在塔式抽油机上,实现低转速、大转矩、直驱式的抽油过程,与游梁式抽油机相比,抽油效率提高了50%,节约电能40%。
1 外转子永磁电机电磁方案的确定
外转子永磁电机在塔式抽油机上的应用如图1所示。电机外形呈圆盘状,在电机两侧,卷筒与外转子通过螺纹连接固定在一起;抽油杆皮带和配重皮带分别以相反的方向绕在卷筒上,当抽油时,抽油杆向上运动,配重向下运动,抽油杆复位向下运动时,配重往上运动,完成一次抽油过程。
1-支架;2-配重;3-配重皮带;4-外转子永磁电机;5-抽油杆皮带;6-悬点;7-抽油杆
根据石油抽油机的工作参数,确定外转子永磁同步电机的技术参数,如表1所示。
1.1 外转子永磁电机主要尺寸的确定
本文研究分析的外转子永磁同步电机的转速为25r/min,由式(1)可确定相应的极对数:
其中:p为极对数,取为40 对极;n为电机转速,r/min。代入相关参数,计算得f=16.7Hz。
对于外转子永磁电机而言,电机定子外径与铁芯长度之间的关系可以通过式(2)计算[2]:
其中:D为电枢外径,m;lef为电枢铁芯长度,m;Pem为电机的计算功率,kW;α′P为计算极弧系数;Kdp为气隙磁场的波形系数;KNm为电枢的绕组系数;A为电枢绕组的电负荷,A/m;Bδ为气隙磁密最大值,T。
式(2)中,电磁功率Pem和额定转速n是根据设计参数给定的,其他参数如极弧系数、波形系数等的变化范围较小,因此,电负荷A及气隙磁密Bδ的选择对电机主要尺寸影响大,决定了电机的体积。磁负荷的选择由选用的永磁材料性能和永磁体尺寸决定,永磁体材料选取之后,磁负荷的变化范围就确定了;当气隙磁密Bδ确定之后,外转子永磁电机的电负荷对电机尺寸的影响起到了关键作用。电负荷的表达式为:
其中:m为电机相数;W为每相串联导体数;IN为绕组相电流。
从式(2)可以看出,当永磁电机功率、极对数确定之后,电负荷A越大,那么永磁电机的尺寸越小,能量密度越高,可以节约有效材料,降低制造成本。
在直驱式、低转速、大转矩的工况下,电机的空载反电势低。从式(3)得出,为了提高电机的空载反电动势,通常需要增加线圈匝数或者增加相电流,这将导致电机发热量大、铜损高、电负荷增大;当保持绕组匝数和绕组电流不变的情况下,增大定子外径,可减小电负荷,但是电机体积增大,铁耗、铜耗增大,永磁体用量增多,制造成本高。
经过以上分析,电负荷A初选为2.5×104A/m,磁负荷Bδ初选为0.96T,查阅电机设计手册,确定其他系数。经计算,电机定子外径D为1 032mm,定子铁芯长度为290mm。
1.2 永磁体设计
永磁体设计选择的原则为:①能够提供满足要求的气隙磁场;②保证电机在恶劣工况下工作时,永磁体的稳定性高。结合外转子电机转速低、转矩大的运行工况,选择的永磁材料为钕铁硼永磁材料,牌号为N35H,剩磁密度为1.2T,磁感应矫顽力为890kA/m,最高工作温度为120°。
永磁体的几何尺寸主要包括磁化方向长度尺寸hm及宽度bm,由式(4)及式(5)确定[3]:
其中:μr为相对回复磁导率;Br为剩磁密度,T;δi为计算气隙长度;αp为极弧系数;τ为极距。
当永磁体磁化方向尺寸hm增大时,电机直轴电感下降,可以提高外转子永磁电机的电磁转矩,但是在恒功率运行时,电机电流会增大,要防止电流过载;当hm减小时,电机的抗磁能力下降,永磁体易退磁,机械强度性能下降。
永磁电机每极磁通面积由永磁体宽度方向的尺寸bm决定,当bm增大时,每极磁通增大,促使空载反电势增大。将相关参数代入式(4)及式(5),经计算得hm=9mm,bm=27mm。
1.3 定子冲片设计
当电机的极对数和相数确定之后,其定子总槽数由式(6)确定:
其中:q为每极每相槽数;Q为定子总槽数。当q为真分数时,极槽配合为分数槽配合类型,其优点是可以实现集中绕组,改善电动势波形,减小线圈端部长度,降低铜的使用量,铜耗降低,同时,功率密度高,绕组布线工艺简单,但是产生的电磁径向力大。根据经验,选取q为0.375的分数槽,经式(6)计算得,总槽数为90,定子冲片材料选为DW465_50硅钢片。
经过初步计算,电机的主要尺寸如表2所示。
2 外转子永磁同步电机有限元分析
2.1 有限元模型的建立
本文设计外转子永磁同步电机为80极90槽,根据电磁方案,将电机尺寸输入ANSYS Maxwell中的RMxprt模块,采用导出2D模型的方法,为了节省计算时间,选取电机的最小周期,本文分析取电机十分之一模型。
2.2 材料定义及网格剖分
进入材料管理器设置定子、转子、绕组、永磁体、气隙、求解域等部分的材料参数,指定气隙、求解域材料属性为空气;绕组材料为铜;定子材料为DW465_50硅钢片,并输入B-H曲线;永磁体材料为N35H,输入剩磁密度及矫顽力,得到磁化曲线;转子材料为45钢,输入其B-H曲线。采用基于模型内部单元边长的网格划分方式,对气隙处网格进行分层加密划分,提高计算精度。
2.3 边界条件定义
选择求解域平行于X轴的径向边界,设置为主边界Master,选择另一条径向边界为从边界Slave,并使边界方向由圆心指向外侧,由于两条边界处的各个场量方向相同、大小相等,设置其磁密度相等,即Bs=Bm;对求解域的外圆圆周设置磁力线平行条件,如图2所示。
2.4 空载分析
电机在不施加外负载的情况下,激励源由永磁体提供,对其进行静磁场分析,得出的磁力线及磁通分布如图3、图4所示[4]。
从图3、图4可以得出,磁力线及磁场分布合理,在定子槽开口处,磁密达到最大值1.8T,定子齿平均磁密为1.5T。空载时,径向气隙磁密波形如图5所示。
由图5 得出,气隙磁密波形顶部并不平整,有凹陷,这是由于定子槽口处的磁阻较大引起的缺陷,有限元计算气隙磁密最大值为0.911T。
对气隙磁密曲线进行傅里叶分解,如图6 所示。气隙磁密各次谐波幅值如图7所示。
从图6可以得出,空载气隙磁密波形近似接近正弦波分布,对电机性能影响较大的是5次谐波和7次谐波。由图7可以得出,5次谐波占基波的比例为10.2%,7次谐波占基波的比例为4.7%,5次谐波对电机性能的影响主要是绕组带来的,可以采用短距集中绕组来消除;采用定子斜槽可以消除各次谐波的影响,达到减小电机振动的目的,使电机运行更平稳。
3 结论
(1)本文阐述了当前石油抽油机效率低的问题,设计了一种80极90槽、转速为25r/min的外转子永磁电机,实现了直驱式传动。
(2)运用ANSYS Maxwell软件,对电机空载工况进行有限元分析,通过对电机磁通及磁力线分布、气隙磁密波形的研究,验证了设计的合理性。
参考文献
[1]闫明强.卷筒式抽油机设计研究[D].东营:中国石油大学,2011:2-6.
[2]唐任远.现代永磁电机理论与设计[M].北京:机械工业出版社,2008.
[3]杨萌,韦忠朝.港口起重机用低速大扭矩电机的优化设计[J].湖北工业大学学报,2012,27(1):66-69.