内置式永磁同步电机电磁退磁性能研究

王宗亮,蔡 巍

(海军潜艇学院，山东 青岛 266199)

0 引 言

随着第三代稀土永磁体钕铁硼的出现，永磁电机以其高功率密度、低成本、高效的优势逐渐取代传统的直流电机、异步电机和绕线式同步电机，在舰艇电力推进系统及辅机电力拖动装置中逐步得到广泛应用[1]。其中，内置式永磁同步电机以转子永磁体取代传统励磁绕组进行励磁，从根本上消除了转子铜耗，使其拥有效率高、调速范围宽、可控性好等优势，得到了大量的研究和应用[2]。

但由于永磁同步电机在舰艇上通常工作在高温、高负荷的工作环境中，其永磁体常常伴随有永久退磁的风险[3]。引起稀土永磁体永久退磁的原因主要有高温、物理损耗、老化和强退磁磁场等主要因素，永磁体一旦发生永久退磁，电机的电磁性能就会大大降低，严重时甚至可能出现无法启动、烧损的风险[4]。因此在电机电磁设计阶段时必须考虑其退磁问题。

其中，王晓光等针对异步启动永磁同步电动机启动过程电流大、退磁风险高的问题，通过优化交直轴导条及永磁体分布，提高了永磁体抗退磁的能力。同样的，山东大学的陈洪萍[5]对一台新型结构的符合转子异步启动永磁同步电机的退磁问题进行了研究，发现定转子合成磁动势的相对位置会影响永磁体的最小工作点。文献[6]提供了一种基于电感监测的退磁故障在线诊断方法，主要优势在于利用结构分析可以精准计算电感的动态变化，进而推断永磁体是否发生退磁。而文献[7]也提出了一种动态特性分析算法，能够在电机运行中实现最大电流限制，进而减小永磁体退磁的风险。其次，还可优化永磁体形状来提高内置式永磁同步电机的抗退磁能力[8-9]。

本文针对内置式永磁同步电机在长时间持续工作时，永磁体易受到电磁退磁电流和高温环境影响而发生不可逆退磁的问题，以一台峰值功率为70kW的内置式永磁同步电机为例，结合永磁退磁机理及建立二维有限元模型，分析了不同退磁电流、工作温度对电机退磁性能的影响，并提出提高永磁体抗退磁能力的方法。最后，通过制造样机及搭建实验平台，测试了样机的抗退磁性能，从而验证了所研究电机的抗退磁能力和有限元计算的有效性。

1 永磁体电磁退磁机理

图1给出了稀土钕铁硼永磁体的退磁曲线。当外磁场强度为零时，永磁体工作在a点，剩磁密度为Br；随着反向外磁场强度的增加，永磁体工作点逐渐下移，当永磁体工作点超过膝点后(如b点)，此时撤去外磁场，永磁体并不会返回a点，而是会沿着斜率为磁导率为μ的直线到达c点，剩磁降低，即此时发生不可逆退磁。

图1 稀土钕铁硼永磁体退磁曲线

除了受外磁场影响外，钕铁硼永磁体性能受温度影响也较大，图2给出了某牌号N38UH钕铁硼永磁体在不同温度下的退磁曲线。可以看出，随着温度的增高，永磁体退磁曲线的拐点所对应的磁场强度越低，即此时永磁体越容易受到外磁场的作用发生不可逆退磁。

图2 某N38UH钕铁硼永磁体在不同温度下的退磁曲线

一般来说，永磁体剩磁密度与矫顽力和温度的关系如下：

Br(T)=Br(T0)[1+α1(T-T0) ]HC(T)=HC(T0)[1+α2(T-T0)]

(1)

式中,T0=25℃，T为永磁体工作温度，α1和α2分别为剩磁Br和矫顽力Hc的温度矫正系数，此N38UH钕铁硼的α1=-0.11%，α2=-0.5%。

2 电磁退磁仿真计算

2.1 场路有限元模型的建立

为了研究内置永磁同步电机内部永磁体电磁不可逆退磁的原理，通过Maxwell软件建立一台峰值功率70kW、峰值电流250A的内置式永磁同步电机的场路有限元模型，如图3所示。为了缩短计算时间，使用1/4模型，其中永磁体采用N38UH钕铁硼永磁体，V型内置式结构；定子三相绕组采用短距双层叠绕。表1给出了电机的主要性能。

图3 2D有限元1/4模型

参数参数值参数参数值极对数4铁芯轴长/mm150相数3定子外径/mm220峰值电流/A250峰值转矩/Nm210额定功率/kW30峰值功率/kW70

2.2 永磁体在不同dq轴退磁电流下的退磁性能

本节分析不同dq轴退磁电流时，永磁体(120℃)退磁性能的变化。首先研究退磁对空载性能的影响，图4给出了三相定子绕组激励源输入波形及相应的dq轴电流变化，可知起始时刻三相绕组短时开路，在10ms时加入三相电流，其产生退磁电流id，即此时定子磁场起退磁作用。随后断开激励，可比较退磁前后空载反电势的变化。

图4 空载工况下定子三相退磁电流与dq电流输入波形

图5为通入不同退磁电流后空载反电势及其谐波含量的对比，可以看出，当d轴退磁电流id大于1.5倍imax(峰值电流幅值)时，随着d轴退磁电流的增加，空载反电势基波幅值逐渐减小，证明了在此退磁电流下永磁体发生了明显的不可逆退磁，永磁体剩磁下降。

图5 不同退磁电流后的空载反电势对比

除了研究空载工况外，本文还对带载工况进行了研究，图6给出了三相定子绕组激励源的输入波形，同样的，起始时刻三相绕组通入峰值电流，此时电机工作在峰值工况，输出峰值扭矩；在10ms时改变三相电流的幅值及相位，产生退磁电流id，即此时定子磁场起退磁作用。随后再通入峰值电流，比较输入退磁电流前后输出转矩的变化。

图6 带载工况下退磁电流输入及转矩输出波形

图7给出了通入不同退磁电流后峰值输出转矩的变化，可以看出，当d轴退磁电流id小于1.5倍峰值电流imax时，峰值转矩并没有出现明显的变化。但当d轴退磁电流id大于1.8倍峰值电流imax时，随着d轴退磁电流的增加，峰值转矩出现明显的降低。电机的输出性能明显下降，功率密度大大降低。

图7 定子通入不同d轴退磁电流后的峰值转矩对比

除此之外，对永磁体在不同退磁电流下的退磁分布了进行分析，首先定义退磁比γ如下：

(2)

图8给出了定子通入不同d轴退磁电流后的永磁体退磁云图，当退磁电流大于1.8倍最大电流时，永磁体出现退磁，且随着退磁电流的增加，永磁体最大退磁比和退磁面积增加，当退磁电流大于2.4倍最大电流时，永磁体大部分面积都出现不可逆退磁；同时，可发现永磁体退磁主要集中于永磁体的边角处，结合图9所给出的转子磁密分布和磁力线分布，可知永磁体退磁主要发生在磁密较高的位置，即隔磁桥附近。因此为了降低永磁体风险，可增加隔磁桥厚度以降低隔磁桥处的反向磁场强度。

图8 定子通入不同d轴退磁电流后的永磁体退磁云图

图9 定子绕组通入id=-1.4*imax时磁密与磁力线分布

除了d轴退磁电流外，q轴电流对永磁体的退磁性能同样具有影响，图10给出了通入不同dq轴退磁电流后的输出转矩变化。可知当q轴电流为零时，输出转矩随着d轴退磁电流的增加而降低，但当q轴电流增加时，相同d轴退磁电流下的输出转矩增加，结合图9可知，此时q轴电流起交磁作用，使隔磁桥处的磁密不再集中，永磁体不易发生退磁。

图10 定子通入不同dq轴退磁电流后的输出转矩

2.3 永磁体在不同温度下的退磁性能

除了退磁磁场外，温度对电机永磁体退磁性能的影响也较大，图11给出了永磁体在不同工作温度下、通入相同退磁电流(-2.1*imax)时的退磁云图分布。可以看出，当永磁体工作温度小于60℃时，永磁体未发生不可逆退磁；但当永磁体大于80℃时，永磁体开始出现退磁，且当永磁体工作温度140℃时，永磁体出现较大面积的退磁。因此可通过增加通风孔、油冷等方式降低永磁体工作温度，从而降低永磁体退磁风险。

图11 相同退磁电流不同温度下的永磁体退磁云图

表2给出了不同退磁电流后的电机性能对比，可发现退磁前后不仅空载反电势和转矩发生变化，齿槽转矩及最大输出转矩脉动也发生变化，可通过这些变化来判断永磁体是否发生退磁。

表2 不同退磁电流后电机性能对比

3 样机与试验

为了验证所研究电机的抗退磁能力及有限元仿真的有效性性，制造了样机，并搭建了实验平台，对电机进行退磁实验。

退磁实验主要通过以下步骤进行：首先测试样机在空载工况、冷态下额定转速下的反电势波形；其次接通三相电源，定子绕组通入1.5倍的峰值退磁电流，此时iq=0，即定子磁场只起退磁作用；随后，断开电源，等到电机冷却到室温，测量其反电势；最后对比两种状态下测得的空载线电势幅值及波形，判断电机是否发生退磁；图12为三相绕组所通入的退磁电流波形，此时id=-1.5*1.414*imax。

图12 三相退磁电流波形

图13为电机在退磁实验前后空载反电动势对比；可以看出，在退磁实验后空载反电势波形并没有发生畸变，其幅值与退磁实验前基本一致，即可确定此时永磁体并没有发生不可逆退磁，从而验证了所研究电机具有较高的抗退磁能力(1.5倍峰值电流)以及有限元仿真的准确性。

图13 退磁实验前后空载反电动势对比

4 结 论

本文以一台峰值功率为70kW的内置式永磁同步电机为例，首先对永磁体的退磁机理进行研究，分析了永磁体发生不可逆退磁的主要因素，继而建立了此内置式永磁同步电机的场路有限元模型，研究了不同退磁电流和温度对电机内部永磁体不可逆退磁性能的影响；最后，通过样机试验，验证了所提出电机的抗退磁能力。主要结论如下：

(1)内置式永磁同步电机的退磁主要发生在隔磁桥处，可降低隔磁桥处的反向磁场磁密以降低永磁体不可逆退磁的风险。

(2)随着d轴退磁电流的增加，永磁体最大不可逆退磁率和退磁面积增加，空载反电势和电磁输出转矩降低；但当q轴电流增加时，相同d轴退磁电流下的永磁体抗退磁能力增加，此时q轴电流起交磁作用。

(3)永磁体在不同温度下的不可逆退磁点不同；随着温度的增加，永磁体最大不可逆退磁率和退磁面积也同时增加。