黃 其，羅 玲，張 遠

(西北工業(yè)大學，西安 710072)

0 引 言

串勵電動機由于成本低、體積小、起動轉矩大的特點，廣泛應用于小功率家用電器和商用電氣設備中，但換向火花是串勵電動機存在的一個突出問題。換向火花會加劇電刷與換向器磨損、使電機溫升和噪聲增大、影響其壽命和可靠性，同時給周圍的無線電通訊、廣播和電視信號等帶來嚴重的電磁干擾［1］。

引起串勵電動機換向火花的原因是多方面的，文獻［2］分析了電機加工過程中可能影響換向火花的因素，文獻［3］分析了電機原材料(包括電刷、換向器和硅鋼片)對換向火花的影響，文獻［4］討論了電化學和環(huán)境因素對換向火花的影響。本文將分析影響串勵電動機換向火花的電磁因素，討論電機電磁設計過程中改善換向火花的方法，并用MagNet有限元軟件分析幾種方法的效果，最后對樣機進行試驗。

1 影響串勵電動機換向火花的電磁因素

串勵電動機的結構與一般直流串勵電動機結構相似，如圖1所示。激磁繞組與電樞繞組通過換向片和電刷串聯(lián)后接到交流電源上，激磁電流等于電樞電流，勵磁電流和電樞電流同時改變方向，電機的轉矩和轉速的方向不變。串勵電動機通常采用一對磁極，其電樞繞組并聯(lián)支路數為2，電刷放在幾何中性線上，以產生最大轉矩［5］。

圖1 串勵電動機的電路圖

影響串勵電動機換向火花的電磁因素主要是指換向元件內的感應電勢，產生感應電勢的磁通有三種:激磁磁通、電樞反應磁通和漏磁通。漏磁通包括:槽漏磁通、齒頂漏磁通和繞組端部漏磁通。

換向元件在漏磁場中感應產生的電抗電勢er:

式中:Ws為換向元件的匝數，Ws=;l為電樞鐵心長度;λ為換向元件的等效比磁導;A為線負荷;v2為電樞表面線速度;N為電樞總導體數;K為換向片數。

電機的線負荷越大、轉速越高、電樞總導體數越多，電抗電勢就越大，對換向越不利。

換向元件切割電樞反應磁場產生電樞反應電勢ea:

式中:aδ為極弧系數。

電樞反應是電樞磁場對主磁場的作用，通常會使氣隙磁場發(fā)生畸變。電機負載越大，電樞反應引起的磁場畸變越大，引起的換向火花越強烈。同時電樞反應將使極靴尖處磁力線密集，造成換器向片間的峰值電壓過高，引起嚴重火花甚至電機環(huán)火。

換向元件在交變的激磁磁通中感應產生電勢eKt:

式中:f為電源頻率;φd為激磁磁通。

由于全部激磁磁通與換向元件匝鏈，因此eKt數值很大，往往比er+ea大許多，而且eKt的相位與電抗電勢er、電樞反應旋轉電勢ea的相位正交［6］。

2 改善換向火花的設計方法

本文以一款食物處理器用550 W串勵電動機為例，額定轉速9500 r/min，采用歐洲電源120 V/60 Hz;要求效率η≥40%，火花等級≤1.5。該電機定子采用深槽結構，鐵心疊壓厚度為15 mm，轉子槽數為12。下面分別討論幾種改善換向火花的設計方法，并用MagNet有限元軟件分析各種方法的效果［7］。

2.1 增大定、轉子安匝比

串勵電動機的定、轉子安匝比:

式中:W1為一個極下的激磁繞組匝數。

增大定、轉子安匝比，則激磁繞組匝數相對較多，定子主磁場增強，則電樞反應產生的磁場畸變相對較小，有利于換向;同時激磁繞組匝數較多，整個磁路的飽和度提高，有利于穩(wěn)定轉速，提高電機的機械特性硬度［9］。

設置串勵電動機換向片數K=24、電樞總導體數為N=1344(每個線圈28匝)、氣隙為0.35 mm條件下，調整一個極下的激磁繞組匝數W1分別為116、118、120、122 匝，即安匝比為 0.345、0.351、0.357、0.363，用 MagNet有限元軟件分析得到串勵電動機在額定負載0.25 N·m下運行性能，如表1所示。

表1 不同定、轉子安匝比時電機運行性能

由表1可知:隨著定、轉子安匝比升高，激磁電流If減少，但激磁安匝數Ff=2W1If增加，在磁路不飽和情況下激磁磁通φd增加，由串勵電動機的轉速公式可知，轉速下降。同時，增加激磁繞組匝數會使電機成本增加，所以在電機設計時要根據電機指標選擇合適的定、轉子安匝比。

串勵電動機的轉速公式:

式中:U為電源電壓;2ΔU為兩個電刷的接觸壓降;Rf為激磁繞組電阻;Ra為電樞繞組電阻;Ce為電勢系數，Ce=pN 60a。

2.2 增大氣隙長度或不均勻氣隙

為了減少定子主磁極對換向的影響，可采用增大氣隙、主磁極非均勻氣隙或主磁極兩邊削角［8］，如圖2所示，使換向區(qū)域處的定轉子氣隙盡量大一些，保證在整個換向過程中換向元件的兩個元件邊始終不受主磁場的影響。

圖2 調整氣隙長度或形狀

設置串勵電動機換向片數K=24，電樞總導體數N=1344，一個極下的激磁繞組匝數W1=118條件下，調整氣隙長度分別為 0.35 mm、0.45 mm，用MagNet有限元軟件分析得到串勵電動機在額定負載0.25 N·m下運行性能，如表2所示。

由表2可知:δ越長，磁勢消耗越多，需要定子激磁安匝數增多，轉速也降低。激磁安匝數增多，使銅耗增加，并因定子電感增大，使功率因數下降。一般情況下，串勵電動機的氣隙在0.3～0.35 mm，功率較大的串勵電動機，氣隙可以稍微增大。

設置額定負載0.25 N·m，在其它電機參數相同條件下，用MagNet有限元軟件分析得到串勵電動機在均勻和不均勻氣隙下的運行性能，如表3所示。

由表3可知:在其他參數相同條件下，為了達到相同的轉矩，采用不均勻氣隙時需要的激磁安匝增多，但轉速下降很少，這種改善換向火花的方法運用較廣泛。

表2 氣隙為0.35 mm、0.45 mm時電機運行性能

表3 均勻氣隙、不均勻氣隙時電機運行性能

2.3 電樞線圈采用短距結構

圖3(a)畫出了串勵電動機的簡化電樞繞組采用整距結構的連接圖，p=1，z=12，節(jié)距y1=τ=6。元件1的一邊放在1號槽上層，另一邊放在7號槽的下層;元件7的一邊放在7號槽的上層，另一邊放在1號槽的下層。由于采用整距繞組，元件1的上層邊和元件7的下層邊同放在1號槽內，元件7的上層邊和元件1的下層邊同在7號槽內。換向時元件1中變化的電流使1號槽和7號槽的漏磁通變化，該變化漏磁通與元件7在1號槽下層邊和7號槽的上層邊相匝鏈，使元件7感應出互感電勢。同理，元件7變化的換向電流也會使1號槽和7號槽的漏磁通變化，使元件1內感應出互感電勢。這種互感電勢會增加換向元件的電抗電勢，惡化換向。

采用短距繞組是消除這種互感電勢最有效的措施［1］。如圖3(b)所示，節(jié)距y1=5，則元件1的上層邊在1號槽內，下層邊在6號槽內;元件7的上層邊在7號槽內，下層邊則放在12號槽內。同時進行換向的元件1和元件7，由于繞組短距，其元件上下分別放在1號、6號、7號和12號四個不同的槽內，其磁通互不匝鏈，不會產生互感電勢，有利于換向。

圖3 串勵電動機電樞繞組連接圖

2.4 換向器采用雙鉤結構

換向器片間電勢過高會導致?lián)Q向火花嚴重，可以增加換向器片數來降低換向器片間電勢，減弱換向火花［9］。對于槽數一定的電樞，換向器采用雙鉤結構，即換向片掛鉤數為轉子槽數的2倍，則相鄰掛鉤上的電樞線圈匝數減半，換向器片間電勢減半。

在激磁繞組匝數和電樞總導體數相同條件下，用MagNet有限元軟件分析電機在采用雙鉤結構(12槽24個換向片，每個線圈匝數28匝)和單鉤結構(12槽12個換向片，每個線圈匝數56匝)，在額定負載0.25 N·m下的運行性能如表4所示。

表4 采用單鉤、雙鉤換向器時電機運行性能

從表4可知:使用24片換向片電機的電樞線圈電壓幅值約減少一半，但轉速下降很少。換向片數增加，換向器片間的電壓降低，即降低了電刷從一個換向片切換到另一個換向片的電壓階梯，使換向火花減少。

2.5 逆旋轉方向偏移電刷

當電刷偏移幾何中性線一定角度β時，換向元件既切割電樞磁場產生電樞反應電勢ea，又切割激磁磁場產生旋轉電勢em，如圖4所示。電刷偏移幾何中性線的角度β越大，旋轉電勢em越大。當電刷逆旋轉方向偏移時，em的方向與er、ea相反，可以減少換向元件內的感應電勢。

圖4 逆旋轉方向偏移電刷

通常電刷安裝在幾何中性線上，所以實際中是將電樞繞組相對換向片的連接順旋轉方向偏移1～2片［10］。設置電機換向片數K=24(每片換向片寬度為15°)，電樞總導體數N=1344，一個極下的激磁繞組匝數W1=118、氣隙為0.35 mm條件下，調整電刷逆旋轉方向的偏移角分別為 7.5°、15°、22.5°時，即電樞繞組相對換向片的連接順旋轉方向偏移0.5、1 和1.5 片，用 MagNet有限元軟件分析得到串勵電動機在額定負載0.25 N·m下運行性能，如表5所示。

從表5可知:隨著電樞繞組相對換向片的連接順旋轉方向偏移片數增加，即電刷逆旋轉向偏移角度增加，電機的轉速減少，原因是偏移電刷后電樞電流Ia增大，電樞反應增強，使激磁磁場減弱，導致電機性能下降。所以，只有當β值取得合適，才能使em抵消er+ea，又不使電機的力能指標下降太大。

表5 電樞繞組連接偏移不同片數時電機性能

2.6 不同先、后導線圈匝數

對于換向器采用雙鉤結構的串勵電動機，繞跨在相同齒槽內有兩個線圈，其中一個線圈先繞制，放在電樞槽的底部，稱為先導線圈;后繞制的線圈放在前一個線圈上，稱為后導線圈，如圖5所示。在采用自動繞線機，繞線拉力保持不變情況下，后導線圈的端部相比先導線圈長、電阻大;同時后導線圈離主磁極近，且其圓周線速度大，切割電勢比先導線圈大。為了使先、后導兩個線圈的電阻和切割電勢相等，可增加先導線圈的匝數或減少后導線圈匝數。

圖5 不同先、后導線圈匝數

設置電機換向片數K=24，一個極下的激磁繞組匝數W1=118、氣隙為0.35 mm條件下，調整不同先、后導線圈匝數為 32/28、30/28、26/28、28/26 時，用MagNet有限元軟件分析得到串勵電動機在額定負載0.25 N·m下運行性能，如表6所示。

表6 不同先、后導線圈匝數時電機性能

從表6可知:在電樞線圈基本匝數為28時，增加先導線圈匝數會使轉速下降、電流減少;減少后導線圈會使轉速上升、電流增大。文獻［11］通過仿真和實驗得出先導線圈的后導線圈比值為1.125時，電機火花最低、性能最優(yōu)。

3 樣機實驗

根據上面分析的結果，設計串勵電動機的電磁參數:定子采用不均勻氣隙、最小氣隙長度為0.35 mm，一個極下的激磁線圈為118匝;電樞繞組采用短距結構，電樞先導線圈30匝，后導線圈28匝，電刷逆旋轉方向偏移15°，加工樣機，測試其在120 V(AC)、60 Hz、額定負載 0.25 N·m 下的結果，如表 7所示，輸入功率在550×(1±0.05)W范圍內，轉速在9500×(1±0.05)r/min范圍內，滿足設計指標。

表7 樣機測試結果

4 結 語

本文采用MagNet有限元軟件，分析了增大定/轉子安匝比、采用不均勻氣隙、換向器采用雙鉤結構、逆旋轉方向偏移電刷、不同先/后導線圈匝數的對改善串勵電動機換向的效果，得出在機械化批量生產時，采用不均勻氣隙、電樞線圈短距結構，換向器雙鉤、逆旋轉方向偏移電刷，可有效地降低串勵電動機換向火花，節(jié)約電機生產成本。

［1］陳景華.民用微電機原理設計［M］.上海:電子部21所，1990.

［2］華兆坤.串勵電機火花產生原因及改善的方法［J］.電動工具，2006，(1):7 －10.

［3］張士紅.精密串勵電動機的關鍵技術－換向火花控制［J］.微特電機，2009，37(2):78 －79.

［4］汪國梁.串勵電動機電樞繞組接線錯誤的檢查［J］.微電機，1993，(2):9 －11.

［5］汪鎮(zhèn)國.串勵電動機的原理設計制造［M］.上海:科學技術文獻出版社，1991.

［6］陳永校，湯宗武.小功率電動機［M］.北京:機械工業(yè)出版社，1991:220－225.

［7］黃其，羅玲，白婭梅，等.基于MagNet串勵電動機設計［J］.微特電機，2012，40(8):31 －33.

［8］NIWA Y，AKIYAMA Y，NARUTA T.Harmonic restraint technique of stator core shape and non uniform air－gaped universal motors for vacuum cleaner［C］//PEDS 2009.IEEE，2009:1487 －1492.

［9］胡麗姬.電動工具產品的換向火花改善［J］.電動工具，2009(2):24－26.

［10］彭亦胥.單相串勵電動機電刷偏移角的計算［J］.微特電機，2010，38(4):15 －18.

［11］KURIHARA K andSAKAMOTO S.Steady － state and transient performance analysis for universal motors with appropriate turns ratio of lead coils to lag coils［J］.IEEE Transactions on magnetics，2008，44(6):1506－1509.