双定子盘式横向磁通永磁同步电机的原理分析与转矩脉动抑制

徐衍亮,张文晶

(山东大学 电气工程学院,济南 250061)

0 引 言

横向磁通永磁同步电机(以下简称TFPMSM)是一种主磁通路径与转子旋转轨迹相垂直的新型电机结构[1]。相比于传统径向磁通电机,横向磁通电机的转矩密度更高,具有质量轻、体积小的优点[2]。文献[3]提出一种高转矩聚磁型TFPMSM,并最终应用于航空航天领域,以满足该领域对电机小体积和轻质量的要求。哈尔滨工业大学寇宝泉教授团队提出了一种新型的双交替极TFPMSM,该结构在定子和转子上都拥有铁心轭-铁心齿-永磁体组合的交替极结构,通过实验证明了新型结构与传统电机相比,显著提升了空载绕组磁链和转矩密度[4]。此外,TFPMSM的电磁负荷解耦,空间设计更加灵活[5],可以根据不同的应用场合对TFPMSM的结构进行深度定制,有利于实现电机驱动系统整体设计方案的紧凑化、集成化。在文献[6]中,作者根据导弹内部预留的锥形结构有限空间提出一种新型聚磁结构TFPMSM,用以实现导弹轨迹姿态的校正。 Njeh A等人针对电动汽车轮毂电机以及其他需要严格限制轴向长度的应用场合,提出一种新型爪极结构TFPMSM,该结构具有盘式转子以及由爪极齿和环形轭组成的电机定子[7]。因此,研究横向磁通永磁同步电机可以推动高端工业装备的小型化技术升级。

TFPMSM作为一种新型结构永磁同步电机,存在齿槽转矩这一永磁同步电机的共性问题。齿槽转矩是转矩脉动的主要来源,对伺服电机的控制精度具有直接影响,可以通过优化电机设计参数或采用其他辅助手段(例如斜极、斜槽、不等厚度永磁体和不等极弧系数[8]等)对其进行削弱。然而,TFPMSM存在槽口宽、漏磁大的问题,并且具有复杂三维磁路结构,导致电机齿槽转矩相比传统永磁同步电机大,现有的齿槽转矩优化手段在TFPMSM中适用性差。因此,研究TFPMSM的齿槽转矩削弱方法对抑制电机转矩脉动、提高设备精度具有重要意义。

本文提出一种双定子盘盘式TFPMSM(以下简称DSDTFPMSM),具有软磁复合材料(SMC)-硅钢组合的定子铁心、无轭盘式转子、对称双定子盘等结构特征。下面结合DSDTFPMSM的主磁通路径,分析电机工作原理。运用有限元计算工具,分析电机的主要电磁性能。为了减小DSDTFPMSM的转矩脉动,分别采用齿极参数优化以及不对称定子盘结构两种手段,并进一步研究不对称定子盘结构对转子结构强度的影响。设计制作一台5.4 kW样机,通过实验验证了电机可行性以及主要性能参数。

1 电机结构与工作原理

1.1 电机结构演变过程

DSDTFPMSM是由文献[9]提出的盘式TFPMSM逐渐演化而来,图1给出了演化过程。图1(a)表示了盘式TFPMSM主磁路的演变过程。首先,结构1的主磁路由永磁体和一块用以形成闭合磁路的C形定子铁心组成;然后,在结构1的C形定子铁心基础上增加扇形定子极靴(由SMC铁心构成),便可得到一种组合定子铁心结构(结构2),该结构的主磁路从永磁体出发依次进入定子极靴和C形定子铁心形成闭合回路;将结构2的C形定子铁心沿轴对称平面均分成两块U形定子铁心,此时在主磁路中产生一个新气隙,在新气隙位置添加一块永磁体并将定子极靴转移到铁心分裂的位置,最终得到了DSDTFPMSM(结构3)的主磁路。将三种结构的主磁路沿圆周方向扩展,进而得到了图1(b)所示的电机整体结构的演变过程。从图1(b)中可以看出,从结构1演变到结构2,相邻两个定子铁心间的槽间距缩小,有利于减小电机漏磁;从结构2演变到结构3,电机具有了双定子单转子拓扑结构,DSDTFPMSM的两个定子盘在转子盘两侧对称放置,其制作和装配工艺难度降低。

1.2 工作原理

图2 主磁路磁通路径

DSDTFPMSM具有分块定子电枢和无轭转子结构,其主磁路之间相互解耦,因此可以只通过分析图1(a)中结构3的单个主磁路来确定绕组中的交变磁链。图2给出了DSDTFPMSM单个主磁路的磁通路径,主磁通穿过内外两个气隙,并通过对称的两块U形铁心形成闭合回路。图2的两个电枢线圈沿轴向具有相同的极性,即通入相同电流后,两个线圈产生的磁场方向相同。主磁路包含内外两块极性相反的永磁体,沿两块永磁体将主磁路分成上下两个截面进行分析,如图3(a)所示,从不同永磁体的角度看,电枢线圈极性相反。通过定子电枢铁心的磁通随着转子永磁体的移动而不断变化,当转子永磁体移动到位置A和位置C时,通过定子线圈的磁通相互抵消。当转子永磁体移动到位置B和位置D时,通过定子线圈的磁通分别达到正极值和负极值。图3(b)给出了单个线圈内交变的永磁磁链和感应电动势波形。可以看出,转子移动使线圈内产生了交变感应电动势,通入交变电流后,则可以产生电磁转矩。DSDTFPMSM采用三相对称绕组结构,三相绕组最终可以合成稳定输出转矩,进而驱动电机运转。

图3 电机工作原理

1.3 优越性分析

DSDTFPMSM综合了盘式轴向磁通电机以及TFPMSM的特征,具有转矩密度高、结构紧凑的优势。

图4 DSDTFPMSM机械结构剖视图

图4为DSDTFPMSM的机械结构剖视图。转轴、轴承以及伺服电机所必须的编码器已经预先安装。可以看到,在两个定子盘内侧分别预留了腔室①和②,可以根据具体应用场景设计和分配各腔室的用途。在工业机器人伺服电机应用背景中,用以实现“抱闸”功能的电磁制动器可以放置在腔室①中。由于电枢线圈放置在定子电枢外侧铁心臂上,有效减弱了对定子盘内侧腔室的电磁干扰,因此在电动汽车驱动电机应用背景中,可以将逆变器单元融合在腔室①和②中。综上所述,DSDTFPMSM可以帮助实现电机整体设计的高度集成化,进而促进电机驱动的小型化。

2 电机性能分析

2.1 电机设计参数

本文设计了一台额定功率5.4 kW,额定转矩17.2 N·m的DSDTFPMSM。电机的主要性能指标以及主要尺寸设计参数分别如表1和表2所示。

表1 DSDTFPMSM主要性能指标

表2 DSDTFPMSM主要尺寸参数

2.2 空载反电动势

建立DSDTFPMSM的电磁仿真计算模型,对空载状态下的电机性能进行仿真计算,得到如图5所示的电机额定转速条件下空载反电动势波形。电机三相绕组反电动势对称,每相绕组反电动势有效值为159 V。

图5 空载反电动势波形(有限元仿真)

2.3 负载转矩

在输入12.5 A额定电流的条件下,通过有限元仿真计算DSDTFPMSM的额定输出转矩,得到如图6所示的额定转矩波形。电机额定转矩平均值为17.26 N·m,转矩脉动为9.05%。

图6 负载转矩波形(有限元仿真)

3 转矩脉动抑制研究

如图6所示,DSDTFPMSM存在转矩脉动大的问题,削弱了伺服电机的控制精度,因此需要研究电机的转矩脉动抑制方法。

3.1 齿极参数优化

齿槽转矩是永磁同步电机转矩脉动的主要来源。通过调整电机定子齿和转子磁极的设计参数可以直接影响齿槽转矩的幅值,进而改善永磁同步电机的转矩脉动。DSDTFPMSM的齿极与传统永磁同步电机有较大区别,主要表现在:定子铁心与气隙的交界面为扇形与矩形的组合,如图7(a)所示;转子上有内外两组永磁体,如图7(b)所示。

图7 DSDTFPMSM齿极参数示意图

图7给出了与DSDTFPMSM齿极相关的全部参数。本文主要研究外永磁体极弧系数aout、内永磁体极弧系数ain以及定子极靴齿弧系数bs对转矩脉动的削弱效果。上述参数可以分别对应传统永磁同步电机的永磁体极弧系数和定子齿弧系数,同时上述参数的变化不会对电机的内外径、轴向长度、线圈绕线空间产生影响,因此最适合作为齿极设计的优化参数。aout,ain,bs表达式如下:

(1)

电机在额定电流条件下输出转矩随外永磁体极弧系数aout变化的趋势如图8所示。从图8(a)中可以发现,aout从0.6变化到0.95这一过程中,转矩逐渐增大,当aout达到0.9时转矩平均值变化开始趋于平稳。电机的转矩脉动变化如图8(b)所示。随着aout增加,转矩脉动呈现出W形的变化规律,并在aout达到0.9时取得最小值4.1%。综上所述,aout适合在0.85到0.9之间取值。

图8 aout对电机输出转矩的影响

电机输出转矩平均值随ain的变化如图9(a)所示。可以看出,ain从0.6变化到0.95这一过程中,转矩平均值从16.9 N·m提高到17.5 N·m。图9(b)对转矩脉动的变化进行了分析。可以看出,转矩脉动随ain的变化呈现先增大后减小的趋势,ain为0.8时,转矩脉动达到最大值,此时转矩脉动为9.1%。综上所述,ain取值应大于0.8,以获得较大的输出转矩以及较低的转矩脉动。

图9 ain对电机输出转矩的影响

通过分析图10(a)的输出转矩平均值随bs的变化可以发现,转矩平均值呈现出先增大后减小的变化趋势。电机的转矩脉动变化如图10(b)所示。随着bs的增加,转矩脉动呈现近似M形的变化趋势,bs为0.7时,转矩脉动最小,为5.7%;随后,转矩脉动快速增大,并在bs为0.8时转矩脉动升高至11%。综上分析,bs取值应在0.7到0.75之间。

图10 bs对电机输出转矩的影响

综上所述,最终确定电机的齿极参数值:aout=0.9,ain=0.9,bs=0.75。

经过齿极参数优化后的电机模型的输出转矩波形如图11所示。可以得出,输出转矩平均值由初始设计方案(表2)的17.26 N·m提高到18.37 N·m,转矩脉动由9.05%下降到3.21%,DSDTFPMSM的输出转矩性能得到较大改善。

图11 齿极参数优化后电机输出转矩波形

3.2 不对称定子盘结构

齿槽转矩具有周期性,通常可以表示为如下形式:

(2)

式中:An是第n次谐波幅值;φ表示转子位移机械角度;τ表示齿槽转矩周期,对于极槽配合为10极12槽的DSDTFPMSM,τ=6°。

考虑到DSDTFPMSM的双定子盘结构,齿槽转矩可以进一步表示成转子盘两侧齿槽转矩叠加的形式。如果转子两侧的定子盘不再对称,而是彼此间错开一定的机械角度γ,如图12所示,此时齿槽转矩可以表示:

(3)

式中:A′n是转子一侧与定子盘相互作用产生的齿槽转矩中n次谐波的幅值。

图12 不对称定子盘结构示意图

基于式(3)可以得出,消除齿槽转矩中的n次谐波需要满足如下条件:

(4)

最终,得到定子盘错开角度γ:

(5)

为消除齿槽转矩中的基波分量,同时减轻不对称定子盘结构对DSDTFPMSM性能的影响,式(5)中的k和n取值均为1,最终得到定子盘错开角度γ为±3°。

设定错开角度γ为3°,通过有限元软件计算齿槽转矩波形,如图13所示。齿槽转矩峰峰值为208.4 mN·m。在额定电流条件下计算不对称定子盘结构DSDTFPMSM的转矩波形,如图14所示。转矩平均值为17.17 N·m,转矩脉动为3.49%。对比初始设计方案的17.26 N·m平均转矩和9.05%的转矩脉动,可以得出,采用不对称定子盘结构可以有效削弱DSDTFPMSM的转矩脉动,同时维持电机的转矩输出能力。

图13 γ=3°时电机齿槽转矩波形

图14 γ=3°时电机额定转矩波形

采用不对称定子盘结构会导致DSDTFPMSM转子盘两侧的气隙磁场分布不同,使转子盘两侧应力分布不对称,进而容易导致材料的不可逆形变,因此需要对转子盘的结构强度进行校核。通过有限元软件计算不对称定子盘结构DSDTFPMSM在额定工况下转子盘应力应变分布情况,如图15所示,转子盘上最大应力为1.01 MPa,最大应变为6.33×10-3mm。表3给出了铝合金材料的力学特性,可以发现,转子盘最大应力远低于铝合金材料的抗拉、屈服极限强度,因此电机机械强度符合要求。

图15 转子盘应力应变分布

表3 铝合金材料力学特性

4 样机实验

为验证DSDTFPMSM的原理可行性以及性能参数,设计并制作了一台DSDTFPMSM样机,采用不对称定子盘结构削弱电机的转矩脉动。图16为样机的定转子实物。

图16 DSDTFPMSM样机实物图

通过原动机拖动DSDTFPMSM样机至额定转速进行空载发电实验。额定转速条件下,空载反电动势波形如图17所示。反电动势有效值为153 V,略低于图5的仿真计算值。

搭建如图18所示的实验装置,测试DSDTFPMSM样机的齿槽转矩。通过转矩传感器测试齿槽转矩波形,如图19所示。可以看出,齿槽转矩维持在较低水平,在±200 mN·m之间振荡,验证了不对称定子盘结构对齿槽转矩的削弱作用。

图18 齿槽转矩测试平台

图19 样机齿槽转矩波形

通过负载实验测试DSDTFPMSM的额定输出转矩,样机与负载电机通过转矩传感器连接。图20为实验测得的额定转矩波形。电机输出转矩平均值为16.65 N·m,略低于设计时的17.17 N·m。

图20 样机额定转矩波形

5 结 语

本文提出一种DSDTFPMSM,从电机结构、性能分析、转矩脉动抑制角度对电机展开研究,得出如下结论:

1)详细分析了DSDTFPMSM结构的演变过程,相比于已有文献中的盘式TFPMSM结构,本文的DSDTFPMSM具有漏磁少、装配简单的优点;

2)通过分析DSDTFPMSM的结构特征,证明了DSDTFPMSM可以帮助实现电机整体设计的高度集成化,进而促进电机驱动的小型化;

3)设计了一台5.4 kW额定功率、3 000 r/min额定转速的DSDTFPMSM样机,通过有限元计算得出,电机三相绕组空载反电动势对称,额定电流下输出转矩为17.26 N·m,转矩脉动为9.05%;

4)通过优化电机外永磁体极弧系数、内永磁体极弧系数以及定子极靴齿弧系数,削弱了DSDTFPMSM的转矩脉动,优化后电机转矩平均值提高至18.37 N·m,转矩脉动下降到3.21%;

5)通过对齿槽转矩计算公式的解析研究,得出定子盘错开角度γ为±3°时,齿槽转矩取得最小值,仿真计算得出γ=3°时,齿槽转矩峰峰值为208.4 mN·m,转矩平均值为17.17 N·m,转矩脉动下降到3.49%。

6)通过研究不对称定子盘结构DSDTFPMSM的结构强度,得出额定工况下转子盘应力在材料的抗拉、屈服极限以内,证明其结构强度符合要求。