脉振磁场永磁低速同步电动机的稳态运行分析

　　角度60从可知，绕组互感很小。，虽然采用面磁钢结构，物理气隙均匀，但由于饱和，绕组自感和互感随转子位置变化。而通常同步电动机的这种变化是由气隙变化引起的。

　　根据23，相绕组的自感和互感可近似L，自感系数平均值Lt2自感系数次谐波幅值M互感系数M80互感系数平均值7大功率低转速电动机的出现是人们所期望结构原理的电机，可以实现自起动，且能做成大功率，并具有相对较高的力能指标1.由于该电机磁路结构特殊，绕组电感参数与般同步电动机有很大不同。本文将采用有限元法获得电机参数，根据参数特点建立电机稳态运行饱和数学模型以分析电机特性。

　　2电机结构与绕组电感参数脉振磁场永磁低速同步电动机结构1所，其具有以下磁路特点转子极数多；等齿距分数槽结构，每极槽数接近绕组节距为1个槽；相绕组分别集中于定子段圆弧内。

　　用有限元法求解样机磁场，得到不同磁极相对位置不同电流状态下的位函数，并用磁位计算绕组电感参数。定义0为磁极中心线与槽中心线的夹角，23分别为自感与互感随转子位置0变脉振磁场永磁低速同步电动机的稳态运行分析谷爱昱广东工业大学510090陆永平邹继斌哈尔滨工业大学立电机稳态运行饱和数学模型。并且样机仿真结果与实验结果符合较好，证明该分析模型的正确性；同时从理论和实验两方面证明脉振磁场永磁低速同步电动机能够实现低转速大功率。关键词永磁同步电机脉振磁场低速稳态运行31化规律的计算与实验曲线。

　　Ma2互感系数次谐波幅值相间10之间之间互感系数。

　　3脉振磁场永磁低速同步电动机稳态运行以双轴理论为基础建立数学模型，方程不再是转子位置的函数，使分析大大简化，但其建立的前提是认为自感系数和互感系数的次谐波幅值相等2.脉振磁场永磁低速同步电动机的绕组参数非假设形式，因此在原始的相坐标下建立电机的稳态运行数学模型。

　　如果把电源电压为3，相稳态运行时，反电动势与电源电压变化频率相同，之间的夹角为恒定值5，因此反电动势由以上分析知，脉振磁场永磁低速同步电动机如果给电机通形式为式2的相电压，则在绕组中生成基波频率的电流。设这时生成的3相电流cpo电流初始相位则该电流引起的自感电动势为由上式知，当基波电流流过绕组时，由于自感为转角的函数，除了产生基波频率感应电动势外，S还将生成倍频感应电动势。相倍频感应电动势同相，由于没有中线，该电动势不会产生电流。

　　此时电机中性点与电源中性点之间的电压不再为零，等于这倍频感应电动势。所以电机等效的相电压平衡方程式为Ra定子电阻改写成相量形式，并且由实部虚部分别相等得这样，式56构成了完整的饱和磁路脉振磁场永磁低速同步电动机稳态运行数学模型。

　　4稳态运行性能计算及实验验证根据上述数学模型，对样机的稳态运行性能进行计算。由于电机空载磁路已饱和，且空载电流2.2人与最大负载电流3.认差别不是很大，认为反电动势为127恒定值。其他参数为端电压=224；定子绕组电阻圪=7.670；极对数户=28；随电枢电流变化规律用式7实验曲线计算曲线实验曲算曲线转矩了⑴从以上各可知计算值和实测值相近，明该模型能够满足定的精度要求；额定工作点时，电磁转矩队，叫效率功率因数，89=0.65，明脉振磁场永磁低速同步电动机能够实现低转速大功率输出。

　　5结论由于磁路饱和，脉振磁场永磁低速同步电动机绕组电感存在次谐波，且自感系数的次谐波幅值远大于互感系数的次谐波幅值，不满足址变换假设条件，因此在原始的相坐标下建立电机的稳态运行饱和数学模型。计算与实测结果相近，明该模型能够满足定的精度要求。

　　由于电机绕组电感存在次谐波，没有中线时，电机中性点与电源中性点间的电压不再为零。

　　实验结果证明，脉振磁场永磁低速同步电动机能够实现低转速大功率输出。

　　磁转矩的关系4，6.

　　谷爱昱。脉振磁场永磁低速同步电动机的研究博士学位论文。哈尔滨哈尔滨工业大学，1998英阿德金斯1哈利0.交流电机统理论在实际问上的应用。北京机械工业出版社，1980收稿日期1999新书介绍大老尸集散技碉痕虼本书以3，胃汽包炉火力发电单元机组为主要对象，通过剖析其集散控制系统003中闭环控制策略及组态，总结了火力发电厂应用的003的特点，尤其是003组态的灵活性及控制系统设计的技巧。

　　本书共分六章，第章介绍火力发电厂大型单元机组控制系统用与发展；第章介绍西门子1030，1系列硬件系统的组成及主要模块的功能和原理；第章至第六章剖析火电厂，03中锅炉的各个闭环控制系统的控制策略参数整定及钜态。在分析中注意了实用性和通用性，为控制系统的设计及现场投运提供参考。

　　本书可供从事工业自动化的科技人员及现场工作的技术人员阅读参考，也可作为大专院校相关专业的参考教材。作者熊淑燕王兴页田建艳等。出版社科学出版社。

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