新型磁栅增磁永磁同步电机优化设计及转矩性能研究 - 太阳能水泵系统关键电机新设计

-工程科学与技术，国际期刊36（2022）101134太阳能水泵用新型磁栅增磁永磁同步电机优化设计及转矩性能研究Mohd. 比姆？辛格？卡希夫印度理工学院电气工程系，新德里110016，印度阿提奇莱因福奥文章历史记录：收到2021年2022年1月31日修订2022年2月26日接受2022年4月1日上线保留字：磁通增强型内置式永磁同步电机（FII-PMSM）永磁体磁阻转矩转矩脉动A B S T R A C T提出了一种用于太阳能水泵系统的新型内藏式永磁同步电动机，该电动机转子采用多层屏障结构，具有良好的转矩性能。传统的内置式永磁同步电动机在d轴施加负电流时产生最大总转矩，导致永磁体退磁的可能性增加。虽然磁通增强PMSM解决了这个问题，但由于凸极差减小，它们的磁阻转矩较低。这个问题是解决所提出的FII-PMSM，它产生更高的磁阻转矩通过专门设计的障碍。在转子内沿交轴方向设计了内、外两种隔障。内阻挡层实现磁通增强效应，外阻挡层增大凸极差，从而增大磁阻转矩。此外，采用参数优化方法对障碍物的尺寸进行了优化，以最大化凸极差和最小化转矩脉动。基于有限元方法，得到了FII-PMSM的电感曲线、转矩曲线、气隙磁密、反电势曲线、效率图、输出功率图和永磁磁密等电磁性能，并与CI-PMSM进行了比较，显示了FII-PMSM的优越性。©2022 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍太阳能水泵系统由于其成本低、效率高、模块化和可扩展性等优点而成为光伏（PV ）技术的潜在应用[1]。内置永磁同步电机（PMSM）由于其更高的转矩密度和更高的效率，比感应电机提供了更好的选择来操作此类系统[2]。传统内置式永磁同步电机的d轴电感（Ld）低于q轴电感（Lq）。因此，电动机产生最大转矩的负电流沿直轴（Id）的应用。然而，由于负Id，永磁体退磁（PMD）风险增加[3]。虽然，增加永磁体（PM）的厚度最大限度地减少PMD的问题，它增加了电机的成本。在文献中研究了许多解决方案，解决这些问题[4在文献[4]中，研制了由双激励源组成的永磁电机它使用一个额外的*通讯作者。电子邮件地址：mkashif19r@gmail.com（Mohd.Kashif），bsingh@ee.iitd.ac.in（B.Singh）。由Karabuk大学负责进行同行审查用于PM通量调节的磁场绕组。但由于增加了励磁绕组，电动机效率降低，成本增加。PM记忆电机，其中PM磁化状态的动态调整通过注入短持续时间Id脉冲来执行[5，6]。因此，不需要连续地应用ID。然而，它们的扭矩密度降低，因为这种电机使用低矫顽力PM。因此，研究了使用两种类型磁体的永磁电机，以解决扭矩密度较低的问题[7这些电机使用硬PM和软PM。然而，由于这种永磁体的磁性，软永磁体的深度退磁导致这种电机[10]。现在，磁通增强永磁电机的发展是为了解决PMD问题[11在这种电机中，实现了Ld>Lq的性质通过在转子中插入磁通屏障。因此，当沿直轴注入正电流时，它们产生最大扭矩。因此，在这种电机中既不存在软PM也不存在励磁绕组。典型地，沿正交轴设计多个屏障以增加其磁阻，从而将Lq降低到小于Ld的值，从而实现磁通增强效应。然而，由于L q的减小值，这减 小 了显著性差异dL，其中dL=Ld Lq[14]。因此，减小了磁阻转矩，从而减小了这种电动机的峰值转矩。此外，这些屏障改变了d轴磁阻，这进一步https://doi.org/10.1016/j.jestch.2022.1011342215-0986/©2022 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestchMohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011342命名法一张cd电流密度R1第一内屏障边缘巴格气隙磁通密度r02第二内障拱BM磁通密度Rr01和r02的表示（即当r01=r02=r时）B1第一内屏障R2第二内屏障边缘B2第二内屏障Ss定子槽B3外部截止屏障Tav平均扭矩Bb1和b2的表示（即当b1=b2=b时）塔沃Tav参考值Co输出恒定Tmax最大扭矩d-直轴Tmin最小扭矩迪尔转子内径tpm永磁体厚度d是定子内径Trel磁阻转矩d或转子外径Tr电磁转矩多斯定子外径Tra额定电磁转矩fra额定频率T型裂口转矩脉动H桥厚度Tripo跳闸参考值Idd轴电流VL线电压Iqq轴电流wpm永磁体宽度Im定子峰值电流D当前角度kdf分布系数DL显著性差异克普夫音调因数dLodL的参考值kwf绕组系数/功率因数角jdLdL的灰色相关系数C相位扩展j行程T型裂缝的灰色关联系数G效率j塔夫Tav的灰色相关系数J每极Ldd轴电感KR定子磁链Ls堆叠长度下午永磁磁链LQq轴电感l0空气相对渗透率Nph相数lpm永磁体相对磁导率净生产力极对数spp极距Nra额定转速（每分钟转数）不相关常数ns转速（转/秒）Xe电气速度Pra额定输出功率q-交轴r01第一道内障拱减少dL[15]-[16]。因此，文献中提出了许多基于特殊设计的永磁体、表面嵌入永磁体和集中线圈绕组的解决方案，以提高最大扭矩[17然而，这些方法需要额外的绕组或额外的PM，从而增加了电机成本。此外，需要专门设计的永磁体增加了磁体成形成本。因此，本文提出了一种新型的基于多层屏障的磁通增强型内置式永磁同步电动机（FII-PMSM），沿交轴方向设计了内截止和外截止两种磁垒。此外，这些屏障不会改变d轴磁阻，因此Ld不会由于这种屏障的设计而改变。内势垒实现了LqLd的特性，而外截止势垒增加了凸极差，导致磁阻转矩增加，从而导致最大转矩。此外，屏障的尺寸进行了优化，以最小化转矩脉动和最大化的凸极差。这增加了磁阻转矩，从而增加了转矩密度。 所开发的电机工作与积极的ID和广泛使用的矩形PM。因此，以下是所提出的FII-PMSM的主要当沿直轴施加正电流时，电机产生最大扭矩，从而降低PM退磁风险通过设计外截止屏障，凸极差异增加，从而增加扭矩密度，从而增强磁阻扭矩减少扭矩波动，从而最大限度地减少轴振动。不使用专门设计的永磁体，从而消除了相关的磁体成形成本。PMD风险的降低增加了电机的工作寿命，从而延长了水泵系统的工作寿命。而阻力矩的增加导致力矩密度的增加。减小的扭矩波动降低了轴振动，从而减少了轴承故障[21，22]。此外，不使用专门设计的永磁体，这消除了相关的磁体成形成本。这些优点使得所提出的FII-PMSM适用于太阳能水泵系统。对电机的主要尺寸进行了优化，在不降低平均转矩的前提下，使凸极差最大化，转矩脉动最小化。值得注意的是，结合灰色关联分析的参数优化方法用于选择最终尺寸。通过有限元仿真，得到了FII-PMSM的电感特性、转矩分布、气隙磁密分布、电枢空载感应电压、输出功率图、永磁运行磁密等性能。为了显示所提出的FII-PMSM的优点，还设计了传统的内置（CI）永磁电机，并将FII-PMSM的性能与其进行了比较此外，在表1中对所提出的FII-PMSM与现有的磁通增强电机进行了比较。这里描述剩余纸张的结构。第二节介绍了FII-PMSM的基本概念和拓扑结构2. 而电机的设计和优化后，在第二，●●●●Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011343S2kpmLd IdIq4PM QQM公司简介表1FII-PMSM与文献中现有的磁通增强电机的比较。引用参数显著性差异反电动势中的THDMTPAZhang等人[11]3.121.72.650Zhu等人[12个]0.85.80.977Wang等人[13个国家]1.03-1.114Zhu等人[14个]0.813.21.214Ngo等人[十五]1.05-1.020Fan等人[16个]2.67.71.363介绍FII-PMSM4.08.30.810单位MH%Nm/ATHD：总谐波失真; MTPA：每安培第三条。第4节中报告了基于磁元件的仿真，其中还与CI-PMSM进行了比较。最后，第5节给出了结论。2. FII-PMSM原理及配置在本节中，首先讨论了所提出的FII-PMSM的基本原理。然后介绍了电机的拓扑结构和磁链增强效应的实现方法.2.1. 基本概念磁阻转矩的增加，从而最大转矩，而不增加铜损。每极两个矩形永磁体用于提供励磁。在两个永磁体之间提供铁桥，以向d轴磁通提供低磁阻路径。为了显示所提出的FII-PMSM的优越性，还设计了具有相同外形尺寸和材料的CI-PMSM如图所示 2（b）.2.3. 磁通增强现象的实现。dq轴磁通路径和FII-PMSM的相关等效磁路如图所示。3.第三章。dq轴电感写为Ld=wd/Id和Lq=wq/Iq，其中wd、wq是dq轴磁链。 从图3中，dq轴磁动势（MMF）表示为，。M d¼T s I d¼ 2。RaRpmkd4Mq<$Ts Iq<$2R aRocbRib1Rib2kq<$5其中kd、kq是dq轴磁通，而Ra、RoCb、Rib 1和Rib 2分别是气隙、OCB、第一IB和第二IB的磁阻; Ts是每相的定子绕组匝数因此，Ld和Lq被写为，T21/4 2。RaRpmT2Lq¼2R RsR Rð7Þ稳态通量，FII-PMSM的电压V和转矩T拉瓜ocb2001年1月ib2krsr其基本上是内部永磁电机，如[17]，.Q.这是一个很好的例子。ffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiΣffiffi2ffi为了实现Ld>Lq的性质，必须满足以下不等式。R aRaRpm8由于磁阻取决于厚度和交叉-Vs¼kr=xe23N因此，（8）被改写为，。.l ag3b2b1>.我叫PM！ð9Þ下午我会去的。Ld-Lq IdIqloaqloaqloaqloaqloadlpmad公司简介我的第0章第5节。L-LI2sin2di3其中lag是气隙的厚度;ad和aq是交叉的。磁通量沿dq轴的截面积。因此，b3、b2和b1被设计为从（1）中注意到，Ld Id被添加到kpm以获得d轴通量，其由此增强kpm。这从如图1（a）所示的FII-PMSM的相量图中也是明显的，其中kpm和Ld Id的方向相同。因此，所提出的FII-PMSM以正I d操作，不像图1中的电流和电压约束曲线所指示的CI-PMSM。 1（b）.因此，FII-PMSM产生正磁阻转矩，因此与CI-PMSM相比，具有正Id或磁通增强电流的最大转矩。图1（c）中示出了这种效应，其中示出了两个电动机的磁阻转矩和总转矩曲线。如前所述，内部屏障（IB）被放置在q轴磁通路径中以实现磁通增强效果。然而，这减少了显着差异，这反过来又减少了磁阻和总扭矩。因此，外截止势垒（OCB）沿正交轴设计，以增加显着差异。通过OCB的设计，磁阻和总转矩的提高如图所示。 1（d）.2.2. FII-PMSM拓扑具有分布式定子绕组的36槽/6极拓扑结构的FII-PMSM如图2（a）所示。而其评级在表2中给出。设计了OCB和IB两种类型的屏障满足（9）中的条件。这实现了Lq Ld的性质，并因此实现了磁通增强行为。3. FII-PMSM的设计与优化FII-PMSM的详细尺寸见图4。以黄色突出显示的尺寸经过优化，可最大限度地提高灵敏度差异，并在不降低平均扭矩的情况下最大限度地减少扭矩波动。在本节中，首先选择了定子内径和叠层长度等主要尺寸。然后，优化内势垒的尺寸以产生磁通增强行为。分析了OCB厚度对平均转矩和转矩脉动3.1. 主要尺寸定子内径和铁芯长度取决于电流密度、气隙磁通密度、绕组系数和磁通密度[23]。因此，首先选择这些量对于三相、6极、36槽、双层全桨距绕组，具有120°电相位扩展，c和每极每相4槽，j，桨距系数，kpf为1.0，而分布系数，kdf为。沿着正交轴。IB实现了Ld>Lq的性质。然而，由此产生的显著性差异，定义为dL=（Ld-Lq）是相当低的。因此，OCB被设计为增加dL，导致k正弦c=2正弦120正弦=2正弦jsinc=2j4sin120=2×4粤ICP备16038888号-1kr¼ð1ÞDLd6ÞMohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011344(a)（b）第（1）款(c)（d）其他事项图1.一、图示：（a）相量图，（b）电流和电压约束曲线，（c）转矩特性，以及（d）FII-PMSM转矩增强。(a)（b）第（1）款图二. 拓扑学。 (a)开发的FII-PMSM，和（b）CI-PMSM。表2FII-PMSM的额定值因此，kwf=kdf。kpf= 0.8365。对于Bag= 0.95 T和Acd= 17200 AT/m，输出常数co计算为[24]，.co¼0： 5p2kwf Acd Bagg cos/2沪ICP备 05000000号-1¼61515： 22VA=m311额定功率幅度额定功率幅度VL（V）140输出功率，Pra（W）745扭矩，Tra（Nm）2.37相，Nph三转速，Nra（rpm）3000Poles-pairs，Npp3频率，fra（Hz）150应用水抽水Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011345是× × ××2Npp2× 3DL是 中文（简体）q轴磁通路径定子RocbRaRib2+TsI-qRib1RaRib2 Rocbq轴等效磁路(a)（b）第（1）款图三. （a）直轴和（b）交轴的磁通路径和等效磁路。图四、FII-PMSM的详细尺寸其中gcosf= 0.912是功率因数和效率的乘积。因此，d2ls的结果是，尝试，IB厚度和IB边缘的半径保持相等，即，b1=b2=b和r1=r2=r。因此，设计变量b、r01、r02、r和h在[0.5，3.5] mm、[9，15]mm、[5，11] mm之间变化。mm、[0.1，2.5] mm和[0.1，2.5] mm。图4显示了设计变量，而表3总结了它们及其变化范围和步长。图5（a）和图5（b）描述了dL随h对r和r01对r02的性能还示出了b的变化对dL的影响。b值越大，dL越大。这是由于对于更高的b，沿正交轴的磁阻增加。同样，较大的r01和r02值也会产生较高的显著性差异，如图5（b）所示。而对于较高的dL，较低的h和r值是优选的。T rip随所有设计变量的变化如图所示。 六、如图6（a）-（d）所示，b、r、r01和r02的值越小，Trip越低。而从图中可以明显看出，h值越高，T rip越低。 6（a）.此外，Tav与设计变量的关系如图7所示。h、r、r02的值越低，b和r01的值越高，Tav越高。因此，必须选择设计变量的组合，以在额定扭矩下提供最大dL和最小Trip由于b有7个值，r、h、r01、r02各有4个值在其变化范围内。因此，设计变量的总数变为7444四=一千七百九十二。因此，它变成了chal-优化选择最佳设计变量集。为了解决这一问题，采用了基于灰色关联分析的统计方法来选择性能最优的设计集d2lsPra745242 22 10-6m312co ns61515：22 × 50Mance[25].在该方法中，基于灰色关联度（GCG）对每个设计集进行排序，因此，ls和d被选择为38 mm和80 mm。因此，极距，spp得出为，。的设计集性能。具有更高GCG的设计集以及因此更高的秩提供更好的性能。[26][27]，GCG评价为。spp<$pd为<$p×80<$41：88mm× 13mm3.2. 内屏障尺寸GCGj吉吉吉吉吉ðjÞΣð14Þ在这一小节中，IB的尺寸如屏障厚度（ b1， b2）、桥梁厚度（h）、屏障拱半径（r01，r02）和屏障边缘半径（r1，r2）被优化，以在额定平均扭矩Tav条件下最大化安全性差dL并最小化扭矩脉动Trip，其中dL和Trip被定义为，dL=（Ld-最大扭矩和最小扭矩。 因此，dL，Trip和Tav被选为设计目标。为了保持转子对称-表3FII-PMSM的设计变量S. 号设计变量变化范围（mm）步进尺寸（mm）1屏障厚度，b[0.5，3.5]0.52IB1拱半径，r01[9，15]2.03IB2拱的半径，r02[5，11]2.04挡墙边缘半径，r[0.1，2.5]0.85桥梁厚度，h[0.1，2.5]0.81Þ¼3旅TaVMohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011346JJDLJJJ(a)（b）第（1）款图五.显著性差异，dL变化vs（a）桥厚度，hvs屏障边缘半径，r，以及（b）IB1拱半径，r01vs IB2拱半径，r02。(a)（b）第（1）款（c）（d）图六、扭矩波动Trip变化vs（a）屏障厚度，bvs桥厚度，h（b）bvs屏障边缘半径，r，（c）bvs IB1拱半径，r01和（d）bvs IB2拱半径，r02。其中，j = 1，2. 1792表示设计集，而jdL、jTrip和jTav分别是dL、Trip和Tav的灰色相关系数（GCC），其分别计算为，minjdLo-dLjt maxjdLo-dLjjJJ分别 因此，GCG和设计目标为图8（a）中示出了前五个等级，而图8（b）中示出了相应的设计组。此外，表4总结了前五个设计集的秩为3的设计集jjjdLo-dLjjtmaxjdLo-dLjjmin. 撕吧，撕吧，撕吧。最大值撕吧，撕吧，撕吧。ð15Þ额定Tav时的最小跳闸。因此，FII-PMSM的优化尺寸如表5所示。此外，该表还提供了通过以下方式获得的所示电机的其他尺寸：仿真jTripðjÞ ¼J.Trip;o-TripJ你好。最大值不撕裂;-Trip 你好。ð16Þ3.3. OCB厚度对扭矩性能的影响minjTavo-TavjtmaxjTavo-Tavjj带和不带OCB的 转 子 如图所示 。 9（a）和jTavj17jTavo-TavjtmaxjTavo-Tavjj其中t是相关常数，其被选择为0.5;而dLo、Tripo和Tavo是dL、Trip和Tav的参考值，图 9（b）分别。为了获得OCB厚度、b3变化对Tav和Trip的影响，b3在[0，2.0] mm之间变化，步长为0.5 而所有其他设计变量保持在其优化值。Tav随着b3的降低而降低，如图11所示。Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011347(a)（b）第（1）款(c)（d）其他事项图7.第一次会议。平均扭矩，Tav变化vs（a）屏障厚度，bvs桥厚度，h（b）bvs屏障边缘半径，r，（c）bvs IB1拱形半径，r01和（d）bvs IB2拱形半径，r02。见图8。 (a)设计目标，以及（b）前5个等级的设计变量。表4前五个设计集的性能。GCG设计变量（mm）设计目标（职级）BRHr01r02DL（mH）T型裂口（pu）Tav（Nm）0.738（1）3.00.90.91152.140.08572.420.709（2）3.50.90.91352.580.08512.320.705（3）3.00.90.91352.430.10022.370.694（4）3.00.90.91552.800.18202.410.689（5）3.50.90.91152.210.10662.38见图10。对这种特征的解释是沿正交轴的磁阻减小，从而减小了dL，并因此减小了Tav。当Tmax和Tmin之间的差增大时，因为B3减少。如图所示，这增加了Trip因此，b3的最终值选择为2mm，因为它在额定Tav下给出最小Trip。Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011348表5所介绍的永磁电机的主要尺寸。量幅度量幅度定子直径出去，dos150 mm转子直径在外面，r或79毫米在里面，d是80毫米在里面，rr26 mm势垒厚度IB1，b13毫米PM类型钕铁硼35IB2，b23毫米PM厚度，tpm5毫米机构间协调局，b32毫米PM宽度，wpm12毫米障碍物底部半径IB1，Rb118毫米堆栈长度，ls38 mmIB2，Rb225 mm桥梁厚度，h1毫米定子槽，Ss36障碍物边缘IB1，r11毫米栅栏拱半径IB1，r0113 mmIB2，r21毫米IB2，r025毫米见图9。带（a）OCB和（b）不带OCB的转子演示。见图10。OCB厚度变化对平均扭矩和扭矩波动的影响。4. 基于有限元的电磁性能为了显示所提出的FII-PMSM的好处，还设计了传统的PM电机。为了更好地研究性能，永磁体的体积在两个电机中保持相同。在本节中，将FII-PMSM的性能与CI-PMSM进行了比较。基于Ansys-Maxwell的仿真软件包用于获得两个电机的性能。4.1. 气隙磁通密度曲线FII-PMSM和CI- PMSM的气隙磁通密度曲线如图所示。 十一岁注意，对于两个电机，气隙中的峰值磁通密度达到0.95 T的值，这由此表明磁铁的高利用率此外，气隙磁密沿转子圆周的分布遵循半波对称性，从而指示平衡三相电枢绕组的设计。从图中还可以看出，传统电机的气隙磁密是平滑的，而FII-PMSM的气隙磁密存在抖动这是由于在转子中引入了屏障，因为所提出的电机中的磁通需要克服空气和钢叠片两者的磁阻4.2. 电感特性FII-PMSM和CI-PMSM的电感曲线如图12所示。dL、L d和L q在电流角d变化时的性能如图所示。 12（a、c）. 对于FII-PMSM，Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）1011349-见图11。气隙磁通密度图。Ld和Lq随d的增加而减小。 其原因是磁饱和。此外，对于所有的值，D. 这是由于q轴磁通路径的较高磁阻从而实现了FII-PMSM的磁链增强效应。而对于CI-PMSM，Lq显著高于Ld，从而表明不存在磁通增强效应。为了进一步研究电感特性，图中描绘了qd轴电感的变化和凸极差对峰值电流变化的影响。 12（b、d）. 在所有的电流值，主要是由于较低的Lq的磁通增强效应存在于FII-PMSM。这种效应在CI-PMSM中不存在。4.3. 空载感应电压和电枢电流对于FII-PMSM，a相、b相和c相的电流在图13（a）中描绘，而a相、b相和c相的反电动势曲线在图13（b）中描绘。b和阶段c在图中描绘。 13（b）. 如图13（a）所示，额定正弦反电动势近似为半波对称的正弦波，表明该永磁电机适合采用三相电压源换流器进行电子换流。此外，反电动势呈现120°相移，且峰值相等，从而表明电枢包含平衡的三相绕组。同时，相位a的反电动势的谐波频谱在图13（c）中描绘。第五和第七谐波占主导地位，而其他谐波的值可以忽略不计。4.4. 转矩性能在额定峰值电流为5.4 A时，Tav和T rel随d的变化如图14（a）所示。FII-PMSM产生正Trel，因此产生具有正Id的最大Tav。因此，它表现出通量增强行为。而CI-PMSM产生正的Trel和最大Tav，具有负的Id。 Tav和Trel与峰值电流Im在d=图14中示出了20°（b）.随着峰值电流的增加，观察到两个转矩值的增加。图15（a）和图15（b）显示了Trip随d和Im的变化。前者是在Im=5.5 A时得到的，后者是在d =-20°时得到的。从这些图中可以看出，两种发动机在1000 ℃和1000 ℃附近都产生相当低的T撕裂。到产生最大扭矩的当前角度同样，在额定峰值电流值处和附近，转矩脉动较低此外，两个电机的瞬时转矩如图所示。 15（c）. 这些性能是在额定峰值电流下提供的(a)（b）第（1）款(c)（d）其他事项见图12。 （a-b）L d、L q和（c-d）dL随（a，c）d和（b，d）I m的变化。Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）10113410-(a)（b）第（1）款（c）第（1）款图13岁FII-PMSM性能。（a）电枢电流，（b）反电动势和（c）相位-a反电动势的谐波频谱(a)（b）第（1）款图14. 转矩随（a）电流角和（b）峰值电流的变化。租金等于5.5 A。FII-PMSM的最大、最小和平均转矩分别为2.49 Nm、2.25 Nm和2.36 Nm，而CI-PMSM的相应转矩分别为2.74 Nm、2.50Nm和2.50 Nm。2.63 Nm.因此，FII-PMSM和CI-PMSM的转矩脉动分别为10.3%和9.0%。因此，两个电机的转矩脉动几乎相同。而扭矩的平均值对于FII-PMSM，比CI-PMSM稍小。其原因是FII-PMSM的磁阻转矩减小，如图14（b）所示。转子磁通屏障的设计负责减少磁阻转矩，因为它减少了凸极差。图16中示出了具有和不具有OCB的FII-PMSM的转矩性能。Tav和Trel的变化图16（a）和图16（b）中示出了具有d和Im的情况。有OCB的Tav和Trel均高于无OCB的Tav和Trel。在d=30°时，有 OCB时，Tav和T rel分别为2.95Nm 和 0.95 Nm ， 而 无 OCB 时 ， T av 和 Trel 分 别 因 此 ， Tav 增 加 了12.16%，Trel增加了15.85%。其原因是OCB增加了显着性差异。4.5. 效率和输出功率图如图17所示，获得了所提出的永磁电机的效率和输出功率曲线图。效率和输出功率的性能都显示在转矩-转速平面Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）10113411(a)（b）第（1）款（c）第（1）款图十五岁对于FII-PMSM和CI-PMSM两者，转矩脉动随（a）电流角度和（b）峰值电流以及（c）转矩随时间的变化而变化(a)（b）第（1）款图十六岁FII-PMSM转矩曲线，有无OCB。取决于（a）电流角度和（b）峰值电流。FII-PMSM。最大扭矩为2.37 Nm，而最大允许转速为7500 rpm。在额定转速和额定转矩下，所设计的电机效率为96.5%。此外，如图17（a）所示，该效率值在宽速度和转矩范围内保持不变。如图所示，即使对于较低的扭矩，也可以获得合理的高效率。此外，图17（b）中还示出了CI-PMSM的效率图。这台电机的最高转速为5600 rpm。因此，所提出的电机的峰值速度是15.38%，高于CI永磁同步电机。具有高和负Id的CI-PMSM的操作负责这样的行为。应注意的是，在获得这些图时忽略了包括摩擦和风阻损失的机械损失。所提出的FII-PMSM在额定速度和额定转矩下给出额定功率，如图所示。 17（c）. 从图中可以看出，输出功率轮廓是双曲线的。这是因为输出功率是扭矩和速度的乘积。因此，对于恒定的输出功率，扭矩-速度曲线呈现双曲线形状。因此，随着扭矩和速度两者的增加，输出功率逐渐增加。从图中甚至可以注意到这种变化。此外，图17（d）中还示出了CI-PMSM的输出功率图。虽然该电机产生的功率类似于FII-PMSM，但如图所示，功率可用的速度范围有限4.6. 磁通线和PM运行磁通密度空载时FII-PMSM和CI-PMSM中的磁通线分布分别如图18（a）和图18（b）Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）10113412图17. 表演(a-b)效率图和（c-d）输出功率图。两台电机的磁力线分布基本相同，说明两台电机产生的反电动势基本相同。额定电流和额定转速下，FII-PMSM和CI-PMSM中的磁通密度分布分别如图19（a）和图19此外，还显示了PM的工作磁通密度Bpm。值得注意的是，与CI-PMSM相比，FII-PMSM中的Bpm为1.1 T ， 而 在 CI-PMSM 中 为0.97 T 因 此 ， 与 CI-PMSM 相 比 ， FII-PMSM中的PM以高13.4%的磁通密度运行因此，在FII-PMSM中，PM退磁的可能性较低。这是由于在FII-PMSM中存在磁通增强效应，其有利于沿直轴施加正电流时峰值总转矩的发展，而不像conven-传统的永磁电动机，当沿直轴施加负电流时产生峰值转矩。4.7. 力学分析FII-PMSM的机械特性如图所示。 20，其中应力和变形如图所示。图20（- a-b）和图20（c-d）。在3000 rpm下的最大应力为2.36MPa，而在6000 rpm下的最大应力为9.46 MPa同样，在3000 rpm下的最大变形为0.105l m，而在3000 rpm下的最大变形为0.105 lm。6000 rpm时为0.421lm两个力学参数是令人满意的-因此，它表明，所提出的FII-PMSM具有机械健全的结构。图十八岁空载时磁通线的分布（a）FII-PMSM，和（b）CI-PMSM。图十九岁磁通密度分布（a）FII-PMSM，和（b）CI-PMSM。Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）10113413同时，所提出的FII-PMSM与通过仿真获得的CI-PMSM相比的性能总结在表6中。此外，附录A中提供了所提出的FII-PMSM的额定参数。应注意的是，在[10-5. 相关工作在本节中，所提出的FII-PMSM与文献中可用的其他PMSM进行比较。在文献[4- 13，28 -31]中已经研究了降低永磁退磁风险是[4-13]中设计的内部永磁同步电机面临的挑战而[28]中设计了一种具有磁导率调制特性的内置式永磁同步电机，以实现在恒功率区运行的有效然而，在[29]中减少了稀土PM的体积，以实现性能和成本之间的理想权衡。此外，[30]中的目的是评估表面安装PMSM在规定尺寸和励磁条件下同时，减小转矩脉动是[31]中设计的内部PMSM的关注点。本文的目的是降低PM退磁风险，因为PM退磁故障会导致电机故障，从而强制关闭太阳能水表6FII-PMSM与CI-PMSM的比较参数FII-PMSMCI-PMSM显著特征凸极差+4.42 mH-6.57 mHPrB$扭矩波动10.02% 8.93% LB*最大扭矩2.97 Nm 3.32 Nm HB#最高转速7500 rpm5600转/分工作磁通密度1.10 T 0.97T HB磁通增强效应存在缺少PrB磁通屏障存在缺少PrBPM退磁风险低高LB$PrB：存在更好[13]-[14，23]; *LB：更低更好[23]-[24，16];# HB：越高越好[24]泵送系统同时，表7总结了与PMSM设计相关的各种目标。文献中研究了几种解决方案，作为减少PM退磁问题的解决方案[4在文献[4]中，研制了双励磁永磁电机，它采用附加励磁绕组进行永磁磁通调节。但由于增加了励磁绕组，电机效率降低，成本增加在[5，6]中设计了PM记忆电机，其中通过注入短持续时间Id脉冲来执行PM磁化状态的动态调节因此，不需要连续地施加Id然而，它们的扭矩密度降低，因为这种电机使用低矫顽力PM。因此，研究了使用两种类型磁体的永磁电机，以解决扭矩密度较低的问题[7这些电机(a)（b）第（1）款(b)（d）其他事项图20. FII-PMSM的机械参数。(a-b)Von-Mises应力，以及（c-d）在（a，c）3000 rpm和（b，d）6000 rpm下的变形。Mohd. Kashif和B. 辛格工程科学与技术，国际期刊36（2022）10113414-表7与永磁同步电机设计相关的研究目标清单。最高转速分别比常规电机提高13.4%和15.38%。此外，OCB的设计S.号永磁同步电动机设计的相关研究目标FII-PMSM的最大转矩增加了12.16%。同时，对FII-PMSM的效率图，1通过磁导率调制实现恒功率区高效2为了减少稀土永磁体的体积，以实现性能和成本3评估表面安装式永磁同步电机在规定尺寸和励磁条件下4减小内置式永磁同步电机5降低内部PMSM中的PM退磁（PMD）风险##本稿的目的是降低PMD风险，因为PMD故障导致电机故障，从而强制关闭水泵使用硬PM和软PM。然而，由于这种永磁体的磁特性，软永磁体的深度退磁导致这种电机[10]。现在，磁通增强永磁电机的发展是为了解决PMD问题[11在这种马达中，通过在转子中插入隔磁栅来实现Ld>Lq的特性。因此，当沿直轴注入正电流时，它们产生最大扭矩。因此，在这种电动机中既不存在软PM也不存在励磁绕组。通常，沿正交轴设计多个屏障以增加其磁阻，从而将Lq减小到低于Ld的值，从而实现磁通增强效应。然而，由于L q的减小值，这 减 小 了 显著性差异dL，其中dL=LdLq[14]。因此，减小了磁阻转矩，从而减小了这种电动机的峰值转矩。此外，这些屏障改变了d轴磁阻，这进一步降低了dL[15]-[16]。因此，文献中提出了许多基于专门设计的永磁体、表面嵌入永磁体和集中线圈绕组的解决方案，以提高最大扭矩[17然而，这些方法需要额外的绕组或额外的PM，从而增加了电机成本。此外，需要专门设计的永磁体增加了磁体成形成本。因此，FII-PMSM由多层屏障组成，以减少PM在这项工作中，提出了具有改进的转矩性能的退磁风险。沿交轴方向设计了内截止和外截止两种磁垒内阻挡层实现了LqLd特性，外阻挡层增大了凸极差，导致磁阻转矩增大，转矩最大此外，障碍物的尺寸进行了优化，以最大限度地减少转矩脉动和最大限度地提高凸极差。这增加了磁阻转矩，从而增加了转矩密度。如前几节所述的FII-PMSM的性能表明PM退磁风险降低，并且实现了增强的最大扭矩。6. 结论提出了一种基于多层屏障转子结构的太阳能水泵用永磁同步电动机在q轴磁通路径上设计了内、外两种阻挡层，内阻挡层实现了磁通增强效应，外阻挡层增大了凸极差，从而提高了磁阻转矩。此外，采用参数优化方法对障碍物的尺寸进行了优化，以最大化凸极差和最小化转矩脉动。通过比较基于有限元的仿真性能，即转矩分布、电感曲线、转矩脉动以及永磁运行磁链密度，显示了FII-PMSM相对于CI-PMSM的优越性。已经观察到，PM操作通量密度和输出功率图和反电动势曲线也已报道。应当指出，在两个改进之后，即，(1)优化PM体积以实现成本和性能之间的权衡;（2）提高所提出的FII-PMSM的额定功率，使其适用于大功率太阳能水泵建议作为今后的工作。竞争利益作者声明，他们没有已知的竞争性财务利益或个人关系，可能会影响本文报告的工作。致谢作者感谢FIST（RP03195G），UAY（RP03222）和SERB国家科学主席奖学金支持这项工作。附录A. 所提出的FII-PMSM的额定参数。140 V，0.745 kW，6极，150 Hz，2.37 Nm，3.8 A，电阻0.25X/相，d轴电感9.7mH，q轴电感5.7mH，凸极差4 mH，永磁磁链0.122与引用[1] M. Kashif，S.穆尔希德湾Singh，基于自适应混合广义积分器的太阳能光伏阵列无编码器PMSM驱动水泵SMO，IEEE Trans. 可持续能源12（3）（2021）1651-1661。[2] J. 是的，S。Zhao，H.冯，Y.胡，W.曹，采用磁热耦合方法分析表贴式和内置式永磁同步电机的温度场，CES Trans. Elect。马赫 系统2（1）（2018）166-174。[3] M.卡希夫湾Singh，基于混合ANF的水泵系统自检测的太阳能光伏馈电反凸极轮辐式永磁同步电机，IEEE J. Emerg.选择.电力电子学专题，[出版中]。[4] T. Okada，H. Matsumori，T. Kobarn，N.松井，混合励磁磁通开关电机与永磁体放置在中间的磁场线圈槽和高填充因子绕组，CES Trans. Elect. 马赫 系统3（3）（2019）248-258。[5] H. Yang，H. Lin，Z.Q. Zhu，牵引应用中可变磁通记忆电机的最新进展：综述，CES Trans.Elect。马赫系统2（1）（2018）34-50。[6] Z. Pan，S.芳湖，澳-地Qin，Y.孟氏H.林，多励磁变磁通电弧永磁电机的设计与分析，IEEE Trans