一種磁通反向式永磁電機齒槽轉矩優(yōu)化方案的研究

盧 棟，亢 凱，吳 昊

(山東大學，濟南 250061)

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一種磁通反向式永磁電機齒槽轉矩優(yōu)化方案的研究

盧 棟，亢 凱，吳 昊

(山東大學，濟南 250061)

針對磁通反向式永磁電機較為突出的齒槽轉矩問題，通過二維有限元軟件仿真比較了三種不同結構的磁通反向式永磁電機即內(nèi)、外轉子等齒寬及內(nèi)轉子不等齒寬的齒槽轉矩。仿真分析表明，由原有樣機的內(nèi)轉子齒等寬轉變?yōu)檗D子齒寬度為8°和20°相結合的結構可最大程度上消弱齒槽轉矩。

磁通反向式永磁電機；齒槽轉矩；轉子不等齒寬；仿真分析

0 引 言

隨著現(xiàn)代社會電氣化水平的提高，電機產(chǎn)品在眾多領域都發(fā)揮著不可替代的作用，并且朝著小型化、輕型化的趨勢發(fā)展。人們對電機的要求也越來越高，包括運行更加平穩(wěn)，更高的功率密度，控制更加靈活，更強的惡劣環(huán)境適應能力等方面?；谀壳暗碾姍C發(fā)展趨勢，將開關磁阻電機與永磁電機(無刷直流電機)有機結合的磁通反向式永磁電機(以下簡稱FRM)應運而生，兼具二者的雙重優(yōu)點，是一種新型的雙凸極永磁電機[1]。

由于電機自身的雙凸極結構， 會產(chǎn)生較大的齒槽轉矩，從而引起電機振動和噪聲。針對FRM齒槽轉矩的問題，有研究者通過采用改變永磁體形狀、斜極[2]、轉子分段法[3]等方法試圖達到削弱齒槽轉矩的目的。本文給出了一種轉子凸極不等齒寬削弱齒槽轉矩的優(yōu)化方案，利用電磁場有限元分析，計算使用本方案前后的齒槽轉矩，通過對比分析，驗證了該方法的有效性。

1 內(nèi)、外轉子等齒寬的FRM齒槽轉矩的比較分析

本文根據(jù)研究需求，設計出了容量、尺寸、造價基本一致的內(nèi)、外轉子等齒寬磁通反向式永磁電機，即6/14極外轉子等齒寬FRM如圖1所示，6/14極內(nèi)轉子等齒寬FRM如圖2所示。

圖1 6/14極外轉子等齒寬FRM結構圖

圖2 6/14極內(nèi)轉子等齒寬FRM結構圖

目前進行試驗的樣機為6/14極內(nèi)轉子FRM，如圖2所示。電機結構為6個定子凸極和14個轉子凸極，繞組放置在定子凸極上，并采用集中繞組的形式，空間相對的兩個定子齒上的繞組串聯(lián)構成一相，永磁安置在定子凸極齒上，每個定子凸極齒裝有兩對永磁體，相鄰定子極下靠近的兩塊永磁體充磁方向相同。

根據(jù)有限元分析，我們可以計算得出電機齒槽轉矩的值，采用磁動勢圖表法，畫出在一個齒槽轉矩周期內(nèi)磁通對應于磁動勢的變化波形。只要獲得任一極下的磁動勢圖，就可以容易地推算出隨著轉子位置的變化所產(chǎn)生的齒槽轉矩的瞬時值[4-6]，如下：

(1)

然后將每一個極下的齒槽轉矩進行疊加，就可以獲得電機總的齒槽轉矩。本文采用Ansoft仿真軟件對6/14極外轉子結構的FRM進行有限元計算，得出的電機齒槽轉矩如圖3所示。

圖3 6/14極外轉子等齒寬FRM的齒槽轉矩

從圖3中可以發(fā)現(xiàn)，在沒有斜極等減小齒槽轉矩措施的情況下，外轉子FRM的齒槽轉矩波動較為明顯，并且數(shù)值較大，嚴重影響了電機的性能。

將外轉子結構的FRM設計成具有和內(nèi)轉子的FRM相似或相近的尺寸和參數(shù)，內(nèi)轉子結構同外轉子結構的FRM的齒槽轉矩對比如圖4所示。

圖4 內(nèi)轉子結構與外轉子結構的齒槽轉矩比較

從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，與相同尺寸下的外轉子結構相比，兩者的齒槽轉矩都比較明顯，并且波動較大，但是外轉子結構時的齒槽轉矩比內(nèi)轉子結構波動更為明顯，并且幅值較大。所以在齒槽轉矩方面，內(nèi)轉子結構的磁通反向式永磁電機的樣機要優(yōu)于外轉子結構的FRM。

2 改變轉子齒寬對齒槽轉矩的影響

由上文可以看出，采用內(nèi)、外轉子等齒寬結構的FRM齒槽轉矩都會很大。對于內(nèi)轉子FRM，如果保持定子結構不變，改變轉子結構，將轉子齒變?yōu)閷捳蓪Τ霈F(xiàn)，如圖5所示。這樣可以使得寬極和窄極產(chǎn)生的齒槽轉矩相互抵消，會對電機的齒槽轉矩產(chǎn)生更好的削弱效果。

圖5 6/14極內(nèi)轉子不等齒寬FRM結構圖

通過大量的仿真實驗可以得出，根據(jù)轉子齒寬度β不同，電機所產(chǎn)生的齒槽轉矩圖如圖6所示。從圖6中可以看出，當隨著轉子齒的寬度β的變化，齒槽轉矩的相位和幅值也隨著發(fā)生變化。而且，當轉子齒的寬度β為8°和20°時，此時所產(chǎn)生的齒槽轉矩有著近似相同的形狀，并且幅值近似相等。

從圖6中我們可以看到，β=8°時的齒槽轉矩波形與β=20°時的齒槽轉矩波形是完全相反的，因此，若采用β=8°和β=20°寬窄齒成對配合時 ，齒槽轉矩的大小應會明顯削弱。圖7的是采用β=8°和β=20°寬窄齒成對配合時電機的齒槽轉矩波形，從圖中可以看出，該齒槽轉矩僅為等齒寬時齒槽轉矩的30%。

圖6 轉子齒寬度β變化時的齒槽轉矩

圖7 轉子齒寬窄成對結構時的齒槽轉矩

圖8顯示的是三種不同的結構，即內(nèi)轉子、外轉子和轉子齒寬度為8°和20°相配合結構時的齒槽轉矩對比圖。

圖8 內(nèi)轉子等齒寬、外轉子等齒寬與內(nèi)轉子不等齒寬結構的齒槽轉矩比較

根據(jù)圖8所示，將三種電機同時進行比較，可以發(fā)現(xiàn)內(nèi)轉子不等齒寬時的齒槽轉矩最小，本文提出的方案能夠有效地削弱齒槽轉矩，提高電機的性能。

3 結 語

本文通過對磁通反向式永磁電機齒槽轉矩的仿真分析，發(fā)現(xiàn)在不改變原有樣機定子結構及尺寸的前提下，改變轉子結構，由原有的均勻齒改為轉子極寬為8°和20°相配合的結構的方法，可以較大程度上消弱電機的齒槽轉矩。同時，經(jīng)過大量實驗研究發(fā)現(xiàn)，采用本文的方法感應電勢影響很小。并且該方法在制造工藝上簡單易行，適于生產(chǎn)實際，具有廣闊的應用前景。

[1] KIM T H，LEE J.A study of the design for the flux reversal machine[J].IEEE Transactions on Magnetics,2004,40(4):2053-2055.

[2] 李永斌，龔宇，江建中，等．雙凸極永磁電機斜極轉子設計和繞組換流模式研究[J]．電工技術學報，2005，20(7)：70-75.

[3] 石有計.消弱磁通反向式電機齒槽轉矩的有效方法[J].電氣技術,2013,(9):69-78.

[4] STATON D A,DEODHAR R P,SOONG W L,et al. Torque prediction using the flux-MMF diagram in AC,DC,and reluctance motors[J].IEEE Trans.Ind.Applicant.,1996,32(1):180-188.

[5] DEODHAR R P,STATON D A,JAHNS T M,et al.Prediction of cogging torque using the flux-MMF diagram technique[J].IEEE Trans.Ind.Applicant.,1996,32(3):569-576.

[6] DEODHAR R P,STATON D A,MILLER T J E.Modeling of skew using the flux-MMF diagram[J].IEEE Trans.Ind.Applicant.,1996,32(6):1339-1347.

Study of a Optimization Scheme of Cogging Torque of the Flux Reversal Permanent Magnet Motor

LU Dong,KANG Kai,Wu Hao

(Shandong University,Jinan 250061,China)

For the rather serious problem of the cogging torque of the flux reversal permanent magnet motor, the cogging torques of three different structures FRM were compared. The three kinds of flux reversal permanent magnet motor with different structure, namely inner rotor with same tooth width FRM, outer rotor with same tooth width FRM, and inner rotor with uneven tooth width FRM, were compared by two-dimensional finite element software. The simulation analysis shows that changing inner rotor with same tooth width FRM to inner rotor with and tooth width FRM can reduce the cogging torque in the largest extent.

flux reversal permanent magnet motor; cogging torque; rotor uneven tooth width; simulation analysis

2015-10-18

TM351

A

1004-7018(2016)03-0001-02