CN102780371A - 一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明提出一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法，应用于航空变频交流供电领域。该方法在现有异步电动机结构设计的基础上，首先进行变频电源供电系统电机启动特性分析，确定不同频率下异步电机起动电流和起动转矩的关系，然后考虑深槽转子电机的集肤效应，分析改变深宽比对转子电阻和漏抗的影响，并推导其计算公式。再考虑电源频率的影响，综合设计转子深宽比，实现异步电动机最佳启动性能。最后通过仿真验证方法的可行性。在进行深槽设计时，保证槽面积不变，以实现正常运行时转子铜损耗基本不变。本发明方法在不改变异步电动机槽面积的前提下，实现了对变频电源系统带载异步电动机起动性能的优化，并保证了正常运行时的系统性能。

Description

一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法

技术领域

本发明属于航空变频交流供电领域，具体涉及一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法。

背景技术

变频交流电源系统具有结构简单、能量转换效率高、功率密度高等优点。但是由于其输出频率变化范围大，难以满足机载电子设备对供电品质的要求，其发展曾一度受到了限制。随着电力电子技术的发展及其在飞机上的应用，变频交流电源系统更易于构成变频交流起动发电系统，因此在最新研制的大型民用飞机上得到了很好的应用，如空客A380，其主电源采用电压为115/200V，频率为360-800Hz的变频电源。

然而，采用新的供电体制会出现新的问题和与之相对应的关键技术需要突破，在应用上需要更多的研究以适应供电系统的变化。电源系统频率的宽范围变化，对用电负载影响最大的是异步电动机。这将导致电机转速的宽范围变化。航空上部分电驱动设备因不能接受这种电机的转速变化，须增加电源变换器。而另有部分电力设备因自身有调节能力，能够接受电机的这种转速变化，可以将异步电动机直接连接在电网上接受变频电源供电。

随着电源频率的上升，异步电动机定转子漏抗增大，电机变为弱磁状态，与交流调速中的基速以上的弱磁调速特性相似，机械特性如图2所示，图中的负载转矩为恒功率负载转矩。由电机的起动电流与起动转矩公式，可看出在变频电源系统异步电动机的设计中存在以下两个问题：

一、若将电机设计频率选在低频（360Hz左右），则高频时（800Hz）电机的起动转矩T_st很小，很难满足航空电机的起动和过载要求；

二、若将设计频率选择在比较高的频率（高于500Hz），虽然可以提高高频时的起动转矩T_st，但会导致低频(360Hz)时电机的严重磁饱和，使起动电流I_st增大，功率损耗严重增大。

三、若通过增大电机设计功率来增大起动转矩T_st，则不仅增加电机的体积和重量，而且使电机效率下降，再者起动电流I_st也会随之增大。

为从结构上改善异步电动机起动性能，可在不改变槽面积的情况下采用深槽设计。深槽电机起动时，转子电流频率最高（f₂＝f₁），转子漏抗远大于电阻，产生集肤效应使上部电流密度大，转子电阻R′₂增大。而当电机达到正常转速时，由于f₂减小，集肤效应基本消失，转子电阻恢复正常。此外，由于这种“挤流"作用，还会导致的转子绕组漏抗X′_l2变小。而转子电阻增大，能够非常有效地提高起动转矩，减小起动电流。而转子漏抗X′_l2减小也在一定程度上提高起动转矩。由此可见，转子槽形的深宽比越大，电机起动时集肤效应就越明显，在电源频率不变的情况下，转子槽深宽比k_hb集肤效应的关系如图3(a)所示。

另一方面，转子漏抗包括槽漏抗、谐波漏抗、端部漏抗和斜槽漏抗，其中槽漏抗与转子槽形的深宽比k_hb有关，其他漏抗与k_hb基本无关。即k_hb的增大会导致转子漏抗的增大，图3(b)给出了转子槽深宽比k_hb与转子漏抗的关系。由图3(b)可见随着k_hb的增大，槽漏抗几乎线性增大。当转子槽形的深宽比增大到一定程度时，槽漏抗增大对起动转矩的影响可能会彻底掩盖集肤效应对起动转矩的改善效果。如何在变频电源系统下，选择最优深宽比保证异步电动机起动性能一直是困扰设计人员的难题。

目前可以检索到国内外异步电动机设计的参考资料，但对于新型变频电源供电系统中，异步电动机设计的内容非常少。鉴于国外对我国相关技术采取封闭政策，我们对国外变频电源中感应电机的设计无从得知，我国对变频电源供电系统的研究也刚刚起步，到目前为止我国尚未有适合于工程应用的变频系统异步电机的设计方法。

发明内容

本发明的目的是为了解决在不改变异步电动机正常运行的前提下，实现了改善航空变频电源供电体系下异步电动机起动特性的目的，提出了一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法，为多电飞机新型变频交流供电系统下，改善异步电动机的起动性能提供一种实用、易实现且改善效果明显的深槽设计方法。

本发明提出一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法，具体包括：

步骤一、进行变频电源供电系统电机启动特性分析，确定不同频率下异步电机起动电流和起动转矩的关系。

步骤二、考虑深槽转子电机的集肤效应，分析改变深宽比对转子电阻和漏抗以及不同频率下集肤效应的影响，并推导其计算公式。

步骤三、分析深宽比的增大对转子槽漏抗的影响，综合设计转子深宽比，实现异步电动机的最佳起动性能，限制低频起动电流，增大高频起动转矩。

步骤四、根据得到的深宽比最佳值，设计航空变频电源系统深槽转子异步电动机，然后对设计出的异步电动机，进行系统仿真，验证其可行性。

本发明的优点和积极效果在于：

(1)在常规异步电动机结构设计的情况下，能够较大程度地改善电机起动性能，限制低频起动电流，增大高频起动转矩；

(2)考虑了集肤效应对转子电阻及漏抗的影响，采用深槽设计能够更好地利用集肤效应的正面影响；

（3）在设计电机深宽比时，保证不改变槽面积，兼顾异步电机高频和低频性能，实现起动性能的最优。

附图说明

图1是本发明方法的步骤示意图；

图2是变频电源供电时异步电动机机械特性；

图3是不同频率下的集肤效应效果；

图4是800Hz下不同深宽比槽形的变化；

图5是转子槽形深宽比与起动转矩的关系；

图6是不同深宽比槽形的异步电动机在不同频率下的起动特性；

图7是深宽比为8.2电机不同频率下的机械特性。

具体实施方式

下面结合附图及实施例对本发明进行详细说明。

本发明的一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法，主要包括两部分：基于恒频交流供电体系下的异步电动机深宽比设计方法，变频供电时的深宽比最优设计方法。

流程如图1所示，本发明方法在常规异步电动机设计的基础上，进行变频电源供电系统下深槽转子设计的方法如下：

步骤一、进行变频电源供电系统电机启动特性分析，确定不同频率下异步电机起动电流和起动转矩的关系。

当异步电动机由115V，360～800Hz的变频电源供电时，随着电源频率的上升，定转子漏抗增大，电机变为弱磁状态，机械特性如图2所示，图中的负载转矩为恒功率负载转矩。电机参数满足(R₁+R′₂)²<<(X_l1+X′_l2)²，其中，R₁和R′₂分别表示定子电阻和转子电阻归算值，X_l1和X′_l2分别表示定子漏抗和转子漏抗归算值。则起动电流I_st、起动转矩T_st分别满足：

$I_{\mathrm{st}}=\frac{U_1}{{2\mathrm{\&pi;f}}_1{L}_{l1}+L_{l2}^{\&prime;}},$ $T_{\mathrm{st}}=\frac{{3p}_n{U}_1^2{R}_2^{\&prime;}}{{8\mathrm{\&pi;}}^3{f}_1^3{(L_{l1}+L_{l2}^{\&prime;})}^2}$

其中，U₁为定子电压，f₁为感应电动势的频率，L_l1和L′_l2为定子漏感和转子漏感值，p_n为电机极对数。将频率影响带入公式，800Hz的起动电流约为360Hz时的1/2.2，起动转矩约为其1/11。可见，对于变频电源系统，异步电动机存在高频起动转矩小带载能力差，低频起动电流大功率损耗大等问题。

步骤二、考虑深槽转子电机的集肤效应，分析改变深宽比对转子电阻和漏抗以及不同频率下集肤效应的影响，并推导其计算公式。

用电阻变化系数K_F及电抗变化系数K_x来描述集肤效应的效果，即电机起动时因为集肤效应所表现的阻抗和正常转速时的阻抗之比。其公式分别为：

其中，为电阻变化系数函数，

为电抗变化系数函数，ξ＝αh，h为转子笼矩形导条高度，α为透入深度，表示为：

$\mathrm{\&alpha;}=\sqrt{\frac{b}{b_s}\frac{{\mathrm{\&pi;f}}_2{\mathrm{\&mu;}}_0}{\mathrm{\&rho;}}}$

b为导条宽度，b_s为槽的宽度，f₂为转子电流频率，μ₀为真空磁导率，ρ为转子导条电阻率。由图3(a)可以看出，深槽转子结构集肤效应的效果强于非深槽结构的情况。图3(b)表明，随着电源的频率升高，电阻变化系数几乎线性增大，电抗变化系数线性减小，使集肤效应更加突出，对于高频起动转矩小的问题具有很好的补偿作用。将以上两式线性化，可得

$K_F=2.71\&times;{10}^{-3}{f}_1+1.2743\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{0.46},$ $K_x=0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.46}$

其中，K_fb为深宽比。

步骤三、分析深宽比的增大对转子槽漏抗的影响，综合设计转子深宽比，实现异步电动机的最佳起动性能，限制低频起动电流，增大高频起动转矩。

如果电源频率不变，可以得到转子槽的深宽比K_fb与集肤效应的关系如图4(a)所示。仅就集肤效应的效果而言，转子槽的深宽比K_fb越大越好。图4(b)给出了转子槽深宽比K_fb与转子漏抗的关系，由图4(b)可见随着K_fb的增大槽漏抗几乎线性增大，导致转子漏抗也几乎线性增大。由此可见，在电机转子有不同深宽比的槽形时，影响起动转矩的转子漏抗X′_l2受两个因素的影响：其一是深宽比越大集肤效应越显著，起动时漏抗减小；其二是深宽比增大，导致转子槽漏抗增大，使转子漏抗X′_l2增大。因此，当转子槽形的深宽比增大到一定程度时，槽漏抗增大对起动转矩的影响可能会彻底掩盖集肤效应对起动转矩的改善效果。

以正常转速下各物理量为标准，采用标幺值形式分析起动性能。那么随着深宽比的增大，导致转子槽漏抗增大，以标幺值表示其关系为：

$X_{l2}^{\&prime;}=\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}+0.5$

而集肤效应仅影响转子电阻及转子漏抗，深宽比的变化会进一步改变转子漏抗，而定子漏抗则不受影响，因此转子电阻标幺值可表示为电阻变化系数K_F，转子漏抗标幺值应为集肤效应与深宽比的共同作用，其对应函数为K_x·X′_l2。定子电阻标幺值为1。对起动性能分析，将以上阻抗变化系数公式代入起动电流和起动转矩公式中。基于本发明的设计目标为最大程度的改善起动性能，则可设目标函数为T_st/I_st，当目标函数取值最大时，系统性能最佳。整理标幺值形式目标函数，可推导：

$T_{\mathrm{st}}/I_{\mathrm{st}}=\frac{3(2.71\&times;{10}^{-3}{f}_1+1.2743)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{0.46}}{4[1+(0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.46}\&CenterDot;(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}+0.5)]}$

对深宽比K_fb求其导函数，并令其分子为0，并整理可得关系式：

${\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.54}+(0.84788-5.13{\&times;10}^{-4}{f}_1)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-1}=0.173(0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1)$

通过解非线性方程可求出深宽比的最佳值。

步骤四、根据得到的深宽比最佳值，设计航空变频电源系统深槽转子异步电动机，然后对设计出的异步电动机，进行系统仿真，验证其可行性。

根据得到的深宽比最佳值，设计航空变频电源系统深槽转子异步电动机，利用Ansoft软件仿真，分析异步电动机的性能影响，转子采用深槽结构。通过变频供电系统下异步电动机的起动性能，来验证深槽方法的可行性。

实施例

采用本发明方法对某型号异步电动机深槽转子结构设计如下：

首先分析异步电动机的技术指标，并进行常规设计。异步电动机的主要性能指标有：效率、功率因数、最大转矩倍数、起动转矩倍数、起动电流倍数等。为使得感应电动机的主要性能满足变频工作条件，从电机本体的电磁设计出发，实现电机的性能优化。异步电动机的电磁设计主要包括以下几个方面：(1)主要尺寸与气隙的确定，其中有电动机主要尺寸(定子铁心内径和定子铁心有效长度)的计算，主要尺寸比的选择，电磁负荷的选择及空气隙的确定；(2)定子绕组和铁心的设计，包括定子槽数的选择，定子绕组型式和节距的选择，每相串联导体数、每槽导体数的计算、电流密度的选择、并绕根数和并联支路数的确定，以及定子冲片的设计；(3)转子绕组与铁心的设计，包括转子槽数及定转子槽配合问题，转子槽形的选择和槽形尺寸的确定。

然后，考虑变频电源对电机的影响，选择深槽转子结构。深入分析集肤效应对转子电阻及电抗的影响，并结合深宽比对转子槽漏抗的改变，优化设计转子槽结构，选取最佳深宽比，实现异步电动机在变频供电体系下最佳起动性能。

（1）进行变频电源供电系统电机启动特性分析，确定不同频率下异步电机起动电流和起动转矩的关系。

设计一台额定功率P_N为10kW，供电电源为115/200V，频率范围360～800Hz的异步电动机，由于驱动对象是功率可控的机械装置，故可认定负载类型为恒功率负载，即负载转矩满足。根据用户使用条件要求，起动转矩T_st≥1.1T_N，起动电流I_st≤7I_N。

（2）考虑深槽转子电机的集肤效应，分析改变深宽比对转子电阻和漏抗以及不同频率下集肤效应的影响，并代入相应计算公式。由于在该电机的设计中，为了不使800Hz时电机弱磁太严重，将设计额定频率定为450Hz，导致在360Hz时电机有一定程度的磁饱和。计算该频率下转子电阻系数及漏抗系数。

（3）分析深宽比的增大对转子槽漏抗的影响，综合设计转子深宽比，实现异步电动机的最佳起动性能，限制低频起动电流，增大高频起动转矩。将以上阻抗变化系数公式代入起动电流和起动转矩公式中。根据整理后公式，求解最优深宽比，可求得k_hb＝8.2时，目标函数具有极值。

（4）根据所设计的深槽转子异步电动机，进行系统仿真，验证其可行性。设计电机在不同频率下集肤效应如表1所示。仿真结果表明，集肤效应的挤流效果与电机饱和相关。

表1 仿真的不同频率下的集肤效应系数

由表中数据可见，转子电阻变化系数变化的范围和变化的趋势与公式基本相同。但是转子漏抗由于磁饱和的原因差别比较大，在非深槽的情况下高频时漏抗变化系数不仅没有减小，反而有所增加，这是由于谐波漏抗的变化掩盖了集肤效应的作用。在槽型的深宽比为8.2时，集肤效应有所表现，而在深宽比为12.2时，集肤效应表现更为明显。

显然转子槽形对起动转矩的影响存在着一个最佳的深宽比，可以计算得到K_hb与起动转矩系数K_st的关系如图5所示。从图中可看出，深宽比的比值在8~10之间，电机有最大起动转矩系数。

三种不同深宽比槽形的异步电动机在不同频率下的起动特性如图6所示，其中图6(a)为起动转矩系数，图6(b)为起动电流系数。从图6(a)可见，采用非深槽设计，低频时增加的转矩较少，而高频时增加的转矩较大。但是深宽比增大时，起动转矩在低频增加很少，高频甚至于降低的情况。图6(b)示出的起动电流在K_fb＝3.6时最大，K_fb＝8.2时居中，K_fb＝12.2时最小。仅就起动电流看，深宽比越大越好。图7给出了深宽比K_fb＝8.2的异步电动机的机械特性，在不同频率下的机械特性与图1比较，由于深槽转子的集肤效应，明显地表现出该电机是一个起动转矩比较高的异步电动机。

本发明综合考虑集肤效应和深槽设计对异步电动机起动电流和起动转矩的影响，在设计异步电动机的深宽比时，充分考虑转子电阻、转子漏抗、电源频率和集肤效应四方面的因素以保证起动性能的最佳。根据感应电机的相应性能指标，确定异步电动机的起动电流和起动转矩，同时考虑两者之间的关系。深宽比越大集肤效应越显著，起动时转子漏抗减小。另一方面，深宽比增大，会导致转子槽漏抗增大，使转子漏抗增大。因此，当转子槽形的深宽比增大到一定程度时，槽漏抗增大对起动转矩的影响可能会彻底掩盖集肤效应对起动转矩的改善效果，显然转子槽形对起动转矩的影响存在着一个最佳的深宽比。本发明设定起动转矩与起动电流之比T_st/I_st为目标函数，采用标幺值形式，通过计算其极值来求目标函数的最大值，以实现高频时最大起动转矩，低频时最小起动电流。

Claims (1)

1.一种航空变频电源系统深槽转子异步电动机设计方法，其特征在于，包括以下几个步骤：

步骤一、进行变频电源供电系统电机启动特性分析，确定不同频率下异步电机起动电流和起动转矩的关系；

航空变频电源系统为115V，360～800Hz；

异步电动机的参数满足：

(R₁+R′₂)₂<<(X_l1+X′_l2)²

其中，R₁和R′₂分别表示定子电阻和转子电阻归算值，X_l1和X′_l2分别表示定子漏抗和转子漏抗归算值，则起动电流I_st、起动转矩T_st分别满足：

$I_{\mathrm{st}}=\frac{U_1}{2\mathrm{\&pi;}{f}_1{L}_{l1}+L_{l2}^{\&prime;}},$ $T_{\mathrm{st}}=\frac{{3p}_n{U}_1^2{R}_2^{\&prime;}}{8{\mathrm{\&pi;}}^3{f}_1^3{(L_{l1}+L_{l2}^{\&prime;})}^2}$

其中，U₁为定子电压，f₁为感应电动势的频率，L_l1和L′_l2为定子漏感和转子漏感值，p_n为电机极对数；

步骤二、考虑深槽转子电机的集肤效应，分析改变深宽比对转子电阻和漏抗以及不同频率下集肤效应的影响，并获取其计算公式；

用电阻变化系数K_F及电抗变化系数K_x来描述集肤效应，其公式分别为：

其中，

为电阻变化系数函数，

为电抗变化系数函数，ξ＝αh，h为转子笼矩形导条高度，α为透入深度，表示为：

$\mathrm{\&alpha;}=\sqrt{\frac{b}{b_s}\frac{{\mathrm{\&pi;f}}_2{\mathrm{\&mu;}}_0}{\mathrm{\&rho;}}}$

其中，b为导条宽度，b_s为槽的宽度，f₂为转子电流频率，μ₀为真空磁导率，ρ为转子导条电阻率，对电阻变化系数K_F、电抗变化系数K_x进行线性化，得：

$K_F=2.71\&times;{10}^{-3}{f}_1+1.2743\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{0.46},$ $K_x=0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.46}$

其中，K_fb为深宽比；

步骤三、根据深宽比的增大对转子槽漏抗的影响，综合设计转子深宽比，实现异步电动机的最佳起动性能，限制低频起动电流，增大高频起动转矩；

以正常转速下各物理量为标准，采用标幺值形式分析起动性能，随着深宽比的增大，导致转子槽漏抗增大，以标幺值表示其关系为：

$X_{l2}^{\&prime;}=\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}+0.5$

转子电阻标幺值表示为电阻变化系数K_F，转子漏抗标幺值应为集肤效应与深宽比的共同作用，其对应函数为K_x·X′_l2，定子电阻标幺值为1，将以上阻抗变化系数公式代入起动电流和起动转矩公式中，则设目标函数为T_st/I_st，当目标函数取值最大时，系统性能最佳，整理标幺值形式目标函数，为：

$T_{\mathrm{st}}/I_{\mathrm{st}}=\frac{3(2.71\&times;{10}^{-3}{f}_1+1.2743)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{0.46}}{4[1+(0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.46}\&CenterDot;(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}+0.5)]}$

对深宽比K_fb求其导函数，并令其分子为0，并整理可得关系式：

${\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-0.54}+(0.84788-5.13{\&times;10}^{-4}{f}_1)\&CenterDot;{\left(\frac{K_{\mathrm{fb}}}{8}\right)}^{-1}=0.173(0.84788-5.13\&times;{10}^{-4}{f}_1)$

通过解非线性方程，求出深宽比的最佳值；

步骤四、根据得到的深宽比最佳值，设计航空变频电源系统深槽转子异步电动机，然后对设计出的异步电动机，进行系统仿真；

根据得到的深宽比最佳值，设计航空变频电源系统深槽转子异步电动机，进行系统仿真，验证异步电动机的可行性。

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