角度60從可知，繞組互感很小。，雖然采用面磁鋼結構，物理氣隙均勻，但由于飽和，繞組自感和互感隨轉子位置變化。而通常同步電動機的這種變化是由氣隙變化引起的。

　　根據23，相繞組的自感和互感可近似L，自感系數平均值Lt2自感系數次諧波幅值M互感系數M80互感系數平均值7大功率低轉速電動機的出現是人們所期望結構原理的電機，可以實現自起動，且能做成大功率，并具有相對較高的力能指標1.由于該電機磁路結構特殊，繞組電感參數與般同步電動機有很大不同。本文將采用有限元法獲得電機參數，根據參數特點建立電機穩態運行飽和數學模型以分析電機特性。

　　2電機結構與繞組電感參數脈振磁場永磁低速同步電動機結構1所，其具有以下磁路特點轉子極數多；等齒距分數槽結構，每極槽數接近繞組節距為1個槽；相繞組分別集中于定子段圓弧內。

　　用有限元法求解樣機磁場，得到不同磁極相對位置不同電流狀態下的位函數，并用磁位計算繞組電感參數。定義0為磁極中心線與槽中心線的夾角，23分別為自感與互感隨轉子位置0變脈振磁場永磁低速同步電動機的穩態運行分析谷愛昱廣東工業大學510090陸永平鄒繼斌哈爾濱工業大學立電機穩態運行飽和數學模型。并且樣機仿真結果與實驗結果符合較好，證明該分析模型的正確性；同時從理論和實驗兩方面證明脈振磁場永磁低速同步電動機能夠實現低轉速大功率。關鍵詞永磁同步電機脈振磁場低速穩態運行31化規律的計算與實驗曲線。

　　Ma2互感系數次諧波幅值相間10之間之間互感系數。

　　3脈振磁場永磁低速同步電動機穩態運行以雙軸理論為基礎建立數學模型，方程不再是轉子位置的函數，使分析大大簡化，但其建立的前提是認為自感系數和互感系數的次諧波幅值相等2.脈振磁場永磁低速同步電動機的繞組參數非假設形式，因此在原始的相坐標下建立電機的穩態運行數學模型。

　　如果把電源電壓為3，相穩態運行時，反電動勢與電源電壓變化頻率相同，之間的夾角為恒定值5，因此反電動勢由以上分析知，脈振磁場永磁低速同步電動機如果給電機通形式為式2的相電壓，則在繞組中生成基波頻率的電流。設這時生成的3相電流cpo電流初始相位則該電流引起的自感電動勢為由上式知，當基波電流流過繞組時，由于自感為轉角的函數，除了產生基波頻率感應電動勢外，S還將生成倍頻感應電動勢。相倍頻感應電動勢同相，由于沒有中線，該電動勢不會產生電流。

　　此時電機中性點與電源中性點之間的電壓不再為零，等于這倍頻感應電動勢。所以電機等效的相電壓平衡方程式為Ra定子電阻改寫成相量形式，并且由實部虛部分別相等得這樣，式56構成了完整的飽和磁路脈振磁場永磁低速同步電動機穩態運行數學模型。

　　4穩態運行性能計算及實驗驗證根據上述數學模型，對樣機的穩態運行性能進行計算。由于電機空載磁路已飽和，且空載電流2.2人與最大負載電流3.認差別不是很大，認為反電動勢為127恒定值。其他參數為端電壓=224；定子繞組電阻圪=7.670；極對數戶=28；隨電樞電流變化規律用式7實驗曲線計算曲線實驗曲算曲線轉矩了⑴從以上各可知計算值和實測值相近，明該模型能夠滿足定的精度要求；額定工作點時，電磁轉矩隊，叫效率功率因數，89=0.65，明脈振磁場永磁低速同步電動機能夠實現低轉速大功率輸出。

　　5結論由于磁路飽和，脈振磁場永磁低速同步電動機繞組電感存在次諧波，且自感系數的次諧波幅值遠大于互感系數的次諧波幅值，不滿足址變換假設條件，因此在原始的相坐標下建立電機的穩態運行飽和數學模型。計算與實測結果相近，明該模型能夠滿足定的精度要求。

　　由于電機繞組電感存在次諧波，沒有中線時，電機中性點與電源中性點間的電壓不再為零。

　　實驗結果證明，脈振磁場永磁低速同步電動機能夠實現低轉速大功率輸出。