輔助槽對永磁電機齒槽轉矩的影響因素研究

李衛(wèi)民，井天堯，陳 靜

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輔助槽對永磁電機齒槽轉矩的影響因素研究

李衛(wèi)民，井天堯，陳 靜

（遼寧工業(yè)大學 機械工程與自動化學院，遼寧 錦州 121001）

齒槽轉矩是永磁電機特有的問題之一，它會使電機產生轉矩波動，引起振動和噪聲。以一臺48槽8極內置永磁同步電機為例，建立永磁電機模型，運用Ansoft軟件對其進行有限元分析，研究輔助槽對永磁電機齒槽轉矩的影響，結果表明輔助槽的個數、形狀和尺寸都會對齒槽轉矩的大小造成影響。合理的輔助槽設計可以有效地抑制齒槽轉矩。

永磁電機；齒槽轉矩；輔助槽；Ansoft；有限元分析

齒槽轉矩是永磁電機特有的問題之一，是高性能永磁電機設計和制造中必須考慮和解決的關鍵問題[1]。齒槽轉矩是永磁電機繞組不通電時永磁體和定子鐵心之間相互作用產生的轉矩，是由永磁體與電樞齒之間相互作用力的切向分量引起的，它可以導致轉矩波動，引起振動和噪聲，影響系統的控制精度。

永磁電機齒槽轉矩的削弱方法[2]主要有極磁分段法、極弧系數法、不等槽口寬法、磁極偏移法、開輔助槽法等多種方法。安忠良等[3]以一臺內置式永磁風力電機為例，采用解析法和有限元法相結合的方式研究了隔磁橋形狀的改變對齒槽轉矩的影響。唐美玲[4]分析了氣隙磁密對齒槽轉矩的影響，結果表明采用組合永磁體的方法可以有效減小電機齒槽轉矩。劉婷等[5]提出磁極偏移角度計算方法，對電機齒槽轉矩有顯著的削弱效果，且不會引起新的低次諧波。夏加寬等[6]主要研究了表貼式永磁電機開輔助槽對齒槽轉矩的影響。國外專家學者也對電機齒槽轉矩做了大量研究，Gorazd等[7]運用了有限元法研究了磁極形狀和尺寸對車輪內直驅電機齒槽轉矩的影響。Kim等[8]提出一種非均勻氣隙磁通密度分布方法降低齒槽轉矩。Sun-Il Kang等[9]提出一種傾斜型鐵槽楔在降低齒槽轉矩的同時提高輸出轉矩。Zhu等[10]研究了齒槽和極數組合對齒槽轉矩的影響，結果表明在“goodness”越高則齒槽轉矩越大。雖然國內外學者對削弱齒槽轉矩做了較多研究，但是針對內置式永磁電機使用輔助槽方法的研究較少，本研究針對車用永磁同步電機，并選取了開輔助槽的方法對內置永磁電機齒槽轉矩進行分析，此方法是一種效果明顯，在加工中容易實現的一種手段。

1 齒槽轉矩的數學模型

齒槽轉矩定義為電機不通電時的磁共能相對于位置角的負倒數，即

電機內存儲的磁場能量近似為電機氣隙和永磁體中存儲的磁場能量之和，即

(2)

式中：B（）（）h（）分別為永磁體剩磁、有效氣隙長度、永磁體充磁方向長度沿圓周方向的分布。

想要得到齒槽轉矩表達式，必須先知道電機內的磁場能量，需要對B（）和進行傅里葉展開，得到：

=(4)

當不考慮斜槽時齒槽轉矩表達式為：

式中：L為電樞鐵心的軸向長度；1和2分別為電樞外半徑和定子軛內半徑；為使/2為整數的整數。

當考慮斜槽時齒槽轉矩可表示為：

式中:N為電樞槽數；θ1為電樞齒距；L為鐵芯長度。

當N0時，式（6）簡化為式（5）。

以不考慮斜槽時的齒槽轉矩為例，即公式（5），為槽數;2為極數；L為鐵芯長度；1和2分別為轉子軛外半徑和定子內半徑，由上式可以看出，只有B（）的/2次諧波分量才對齒槽轉矩產生作用，其他諧波分量對齒槽轉矩沒有影響。

2 定子輔助槽槽型

開輔助槽時，輔助槽均勻分布在電樞齒上，文獻[11]提出了3種開輔助槽的方法分別是矩形槽、半圓形槽和三角形槽如圖1所示。本研究所做仿真分析是基于以上3種槽型，相互對比分析輔助槽數量、槽寬和輔助槽間距的不同對電機齒槽轉矩有何影響。

圖1 輔助槽槽型

3 數值仿真分析

3.1 樣機參數

以一臺48槽8極永磁同步電機為實驗對象，利用有限元法，對電機定子輔助槽數量、寬度和槽間距的不同進行對比分析。電機參數如表1所示。

電機定轉子及繞組和永磁體的剖面圖，如圖2所示。

表1 電機參數尺寸 （mm）

圖2 電機主要部分剖面圖

3.2 輔助槽槽數對齒槽轉矩的影響

以矩形輔助槽為例，通過對比1個輔助槽和2個輔助槽得出它們對電機齒槽轉矩的影響。在矩形輔助槽中固定開口寬度為1.8 mm，深度為0.7 mm，兩個輔助槽的最近邊間距為1 mm，如圖3所示，、、分別表示寬度、深度和最近邊間距。圖4分別為定子齒未開槽、開一個槽和開兩個槽時的齒槽轉矩2個周期的仿真分析圖，當定子齒冠未開輔助槽時齒槽轉矩為1 072 mN·m，當定子齒冠開一個矩形輔助槽時齒槽轉矩為1 057 mN·m，而當開兩個輔助時齒槽轉矩為910 mN·m，由此可以得出開輔助槽的數量會對齒槽轉矩產生較大影響，并且當開一個輔助槽時齒槽轉矩削弱不多，還會造成加工工藝復雜，而開兩個輔助槽時齒槽轉矩削弱較多。對于半圓形和三角形得出的結論都與矩形輔助槽相似，但矩形對齒槽轉矩的削弱的程度相對較小，而半圓形和三角形則效果更為明顯。

圖3 矩形槽輔助槽示意圖

圖4 不同槽數下的齒槽轉矩

3.3 槽型及輔助槽深對齒槽轉矩的影響

根據3.2的結論可以知道對于內置永磁同步電機開兩個輔助槽能夠更好地抑制齒槽轉矩，對于矩形槽，設定兩個輔助槽兩條最近邊間距為1 mm，槽寬1.8 mm，通過改變輔助槽的深度來達到最優(yōu)的效果，輔助槽深度取值從0.4 mm到0.9 mm之間變化，一共分成6組進行仿真。得到在槽深為0.4 mm處取得最小的齒槽轉矩為696 mN·m，與未開輔助槽時的齒槽轉矩1072 mN·m相比削弱程度達到35%，隨著槽深的不斷增加齒槽轉矩不斷變大，當槽深達到0.8 mm的時候齒槽轉矩增加逐漸變緩。

對于半圓形槽，設定兩個半圓形最近點處相距為1 mm，半徑從0.6 mm到1.1 mm之間變化，一共分成6組進行仿真，齒槽轉矩先是減小當半徑到達0.9 mm時齒槽轉矩為673 mN·m，此時齒槽轉矩為最小，槽深從1 mm到1.1 mm時齒槽轉矩迅速增加。

對于三角形槽，設定三角形的底邊長為1.8 mm(高的2倍)，保持兩個三角形槽最近的底角相距1 mm并對高取值從0.6 mm到1.1 mm之間變化，一共分為6組進行仿真，通過仿真結果可知隨著槽深的增加齒槽轉矩不斷減小，當三角形高1.1 mm時齒槽轉矩最小為466 mN·m，對于未開槽的定子削弱程度達到56.5%。

圖5 不同輔助槽深的齒槽轉矩

由圖5可知，對于矩形輔助槽槽越深對齒槽轉矩削弱程度越小，當深度取到0.4 mm時齒槽轉矩最小，由于槽口太小會對加工會造成困難，所以生產中在確保加工工藝能夠實現的情況下槽口取值越小越好。對于半圓形輔助槽半徑從0.6 mm到1.1 mm之間變化，在半徑較大或較小處齒槽轉矩抑制效果很小，而當半徑取到0.9 mm時齒槽轉矩達到最小為673 mN·m。當開三角形槽時效果最明顯，隨著三角形高從0.6 mm增加到1.1 mm齒槽轉矩也在不斷減小，當高達到1.1 mm齒槽轉矩為466 mN·m此時最小，由于開輔助槽過深會對電機的性能造成影響，此方法可以對其他類型電機提供參考。

3.4 兩個輔助槽間距對齒槽轉矩的影響

由上述結論可以知道對于內置永磁同步電機開輔助槽，開兩個槽的削弱效果要比開一個槽的效果好，并且三角形對齒槽轉矩的抑制效果要好于矩形和半圓形，本節(jié)主要討論兩個輔助槽間距對齒槽轉矩的影響，在這里選取抑制效果最好的三角形輔助槽進行分析。設定槽寬為2.2 mm，槽深1.1 mm，輔助槽間距在0.6 mm到1 mm之間變化，已知未開輔助槽時的齒槽轉矩為1 072 mN·m，并且由圖6可知，齒槽轉矩從0.6 mm到0.9 mm逐漸減小，并且當到達0.9 mm時出現最小值為461 mN·m，與定子齒未開槽相比減少了57%，從0.9 mm到1 mm齒槽轉矩又開始增加。

圖6 不同輔助槽間距的齒槽轉矩圖

4 結論

本研究運用解析法來分析，通過與實例相結合進行數值仿真分析，利用定量計算的方法研究定子輔助槽數量、槽型、槽深和輔助槽間距對齒槽轉矩的影響。研究表明，定子齒開輔助槽抑制齒槽轉矩是有條件的，結合本電機分析，兩個輔助槽要比一個輔助槽對齒槽轉矩削弱效果明顯。輔助槽深淺對齒槽轉矩的影響表現為：對于矩形槽輔助槽越淺齒槽轉矩越小，三角形槽輔助槽越深齒槽轉矩越小而半圓形槽齒槽轉矩先隨著輔助槽加深而減小，當到達一定深度后齒槽轉矩隨之增加。

對本電機優(yōu)化最佳方案為開雙三角形槽槽深為1.1 mm，槽寬為2.2 mm，槽間距0.9 mm，此時能達到最小的齒槽轉矩461 mN·m，比起原電機齒槽轉矩削弱了57%。對于輔助槽的深淺要結合實際情況而定，輔助槽過深和過淺都會對電機其它性能產生影響。兩個輔助槽的間距在接近槽口寬的一半時，對齒槽轉矩抑制效果最好。運用合理的方法設計內置永磁電機定子齒開輔助槽可以有效地抑制齒槽轉矩。

[1] 王秀和. 永磁電機[M]. 北京: 中國電力出版社, 2007.

[2] 汪旭東, 許孝卓, 封海潮, 等. 永磁電機齒槽轉矩綜合抑制方法研究現狀及展望[J]. 微電機, 2009, 42(12): 64-70.

[3] 安忠良, 李國麗, 周挺. 內置式永磁發(fā)電機隔磁磁橋形狀對齒槽轉矩的影響[J]. 電器技術, 2014(4): 1-4.

[4] 唐美玲. 組合永磁體削弱永磁電機的齒槽轉矩研究[J].微特電機, 2016, 44(3): 25-26, 31.

[5] 劉婷. 表貼式永磁同步電機齒槽轉矩削弱方法研究[D].長沙: 湖南大學, 2012.

[6] 夏加寬, 于冰. 定子齒開槽對永磁電機齒槽轉矩的影響[J]. 微電機, 2010(7): 13-16.

[7] Gorazd Gotovac, Andrej Detela. Analytical and FEM approach to reduce the cogging torque in in-wheel motors[J]. Electr Eng, 2015(97): 269-275.

[8] Kim Tae-Woo, Chang Jung-Hwan. Effective Step-skew Method for Cogging Torque Reduction in Surface-mounted Permanent Magnet Synchronous Motor[J]. Journal of the Korean Physical Society, 2013(63): 288-292.

[9] Sun-Il Kang, Jae-Won Moon, Yong-Min You, et al. A Novel Skewed-Type Iron Slot Wedge for Permanent Magnet Synchronous Generators for Improving Output Power and Reducing Cogging Torque[J]. Electr Eng Technol, 2014(10): 742-749.

[10] Zhu Z Q, David Howe. Influence of Design Parameters on Cogging Torque in Permanent Magnet Machines[J]. IEEE Transactions on energy conversion, 2000(10): 407-412.

[11] 王軼楠, 唐沖, 顏鋼鋒. 定子齒冠開輔助凹槽抑制永磁電機齒槽轉矩[J]. 微電機, 2014(10): 20-23.

責任編校：劉亞兵

Research in Influence of Auxiliary Slot on Cogging Torque of Permanent Magnet Motor

LI Wei-min, JING Tian-yao, CHEN Jing

（Mechanical Engineering and Automation College, Liaoning University of Technology, Jinzhou 121001, China）

The cogging torque is one of the particular problems of the permanent magnet motor, it can make the motor torque ripple, causing vibration and noise. Taking a 48-groove 8-built-in permanent magnet synchronous motor as an example, we establish the model of permanent magnet motor, use Ansoft software for finite element analysis to study the influence of the auxiliary tank on the cogging torque of permanent magnet motor, the results show that the number, shape and size of auxiliary slot will affect the size of the cogging torque. The reasonable auxiliary slot can effectively inhibit the cogging torque.

permanent magnet motor; cogging torque; auxiliary slot; Ansoft; finite element analysis

10.15916/j.issn1674-3261.2017.03.004

TH122

A

1674-3261(2017)03-0153-04

2016-10-10

遼寧省科技攻關計劃（2014106008）

李衛(wèi)民(1965-)，男，遼寧朝陽人，教授，博士。