楊光力，吳 娜，彭輝燈，卓 亮

(1.貴州航天林泉電機有限公司，貴州 貴陽 550008；2.國家精密微特電機工程技術研究中心，貴州 貴陽 550008)

0 引言

高無刷直流力矩電機具有輸出力矩大、過載能力強、運行平穩(wěn)、伺服控制性能好的特點，是自動控制系統(tǒng)中最常用的執(zhí)行元件[1-3]。近年來廣泛應用在機器人、數(shù)控機床、閥門、衛(wèi)星轉臺、雷達導向等需要高精度位置或角度調節(jié)的伺服系統(tǒng)中。而無刷直流力矩電機的靜摩擦力矩一直是困擾系統(tǒng)的難題，因靜摩擦力矩的存在就意味著系統(tǒng)有“死區(qū)”，同時引起電機振動、噪聲和控制困難，隨著系統(tǒng)精度的不斷提高，要求力矩電機的靜摩擦力矩越來越小[4-5]。靜摩擦力矩包含軸承的機械摩擦力矩、定子開槽引起的齒槽轉矩等兩部分，機械摩擦力矩與電機的靜載荷、軸承與軸之間的摩擦系數(shù)有關，齒槽轉矩與轉子的極弧系數(shù)、槽口寬度、定轉子氣隙大小等因素有關，影響分體式無刷直流力矩電機靜摩擦力矩大小的因素較多，同時氣隙不均勻，永磁體和繞組空間分布的不對稱、定轉子的加工和安裝精度等制造工藝因素也會影響電機靜摩擦力矩[6-9]。因此有必要對系統(tǒng)靜摩擦力矩進行研究，對提高分體式無刷力矩電機的使用性能有重要意義。

本文從定子齒部結構、氣隙分布和轉子結構等方面對分體式無刷直流力矩電機靜摩擦力進行優(yōu)化設計。研究靜摩擦力變化規(guī)律，設計一臺高響應速度分體式無刷力矩電機，并對其靜摩擦力進行試驗驗證，證明優(yōu)化方法的有效性。

1 機械摩擦力矩分析

軸承的機械摩擦力矩與軸承滾珠摩擦系數(shù)、靜載荷和公稱內徑成正比，見式(1)，不同軸承類型的摩擦系數(shù)見表1。

(1)

式中：M為機械摩擦力矩，μ為軸承的摩擦系數(shù)，P為軸承的負荷，d為軸承的公稱內徑。

表1 各類軸承的摩擦系數(shù)μ

2 靜摩擦力矩的優(yōu)化分析

本文以一臺12槽8極分體式無刷力矩電機為研究對象，對其靜摩擦力矩進行優(yōu)化分析。電機的主要參數(shù)見表2，通過在Ansoft maxwell有限元軟件中建立的電磁仿真模型，并加密氣隙部分的網(wǎng)格，如圖1所示。

表2 無刷力矩電機的主要參數(shù)

圖1 有限元模型和網(wǎng)格劃分

電機的靜摩擦力矩優(yōu)化分為兩個部分，齒槽轉矩和機械摩擦轉矩。對于無刷力矩電機，齒槽轉矩不僅影響了電機靜摩擦力矩大小，對電機轉矩脈動也有影響。接下來分別針對齒槽轉矩和機械摩擦轉矩進行優(yōu)化設計。

2.1 齒槽轉矩的優(yōu)化

影響無刷力矩電機齒槽轉矩的主要參數(shù)有槽口寬、極弧系數(shù)、極弧偏心距，其結構尺寸示意圖如圖2所示。

圖2 槽口寬、極弧偏心距示意圖

1)槽口寬度b的優(yōu)化

初選槽口寬度為1.2 mm，電機的齒槽轉矩曲線如圖3所示。齒槽轉矩幅值約為10 mN·m，槽口寬度從0.5 mm到1.5 mm范圍進行參數(shù)化分析，仿真得到不同槽口寬度的齒槽轉矩曲線如圖4所示，齒槽轉矩的最大值隨槽口寬的變化曲線如圖5所示。

圖3 槽寬為1.2 mm時的齒槽轉矩曲線

圖4 不同槽口寬的齒槽轉矩曲線

從計算結果可以看出，齒槽轉矩不是隨槽口減小而減小，存在最佳槽口寬度。當寬度為0.9 mm時，電機的齒槽轉矩最小，齒槽轉矩降低了43.3%。當槽口過大時，磁導諧波對磁場影響較大，導致齒槽轉矩增大。當槽口持續(xù)減小時，電機齒間處飽和嚴重漏磁較大，影響了氣隙磁密的正弦性，齒槽轉矩增加。

圖5 不同槽口寬時齒槽轉矩的最大值曲線

2)極弧系數(shù)的優(yōu)化

極弧系數(shù)從0.6到1進行參數(shù)化分析，不同極弧系數(shù)的齒槽轉矩曲線如圖6所示，齒槽轉矩的最大值隨極弧系數(shù)的變化曲線如圖7所示。

圖6 不同極弧系數(shù)的齒槽轉矩曲線

圖7 不同極弧系數(shù)時齒槽轉矩的最大值曲線

由計算結果可以看出，極弧系數(shù)對齒槽轉矩影響較大。當極弧系數(shù)與電機參數(shù)匹配合適時，轉矩脈動顯著降低，齒槽轉矩降低了90%。從漏磁角度分析，當極弧系數(shù)持續(xù)增大時，極間漏磁增大，氣隙中的磁場空間諧波增大，齒槽轉矩增加。

3)極弧偏心距的優(yōu)化

分別取極弧偏心距為0、3 mm、6 mm，不同極弧偏心距時電機的齒槽轉矩曲線如圖8所示。

隨著極弧偏心距的增大，齒槽轉矩的幅值減小。

圖8 極弧偏心距降低齒槽轉矩的效果

當極弧偏心距增大到一定值后，齒槽轉矩的削弱效果將變小。但極弧偏心距過大，會導致電機的輸出轉矩下降，因此極弧偏心距的取值應選擇相對有效的取值范圍。

4)齒冠開槽設計優(yōu)化

圖9 定子齒冠開輔助槽結構

根據(jù)文獻[6]中齒冠開槽的設計方法，電機每極每相槽數(shù)q為1/2，因此電機的最小開槽數(shù)為2。將開槽的槽數(shù)分別設計為2槽，其結構如圖9所示，通過仿真計算，得到其齒槽轉距，如圖10所示，開槽后齒槽轉矩的幅值下降了50%，可見齒冠開槽設計對降低齒槽轉矩具有明顯的改善效果。

圖10 齒冠開輔助槽降低齒槽轉矩的效果

2.2 機械摩擦力矩優(yōu)化

通過優(yōu)化，轉子軸的去重尺寸可增大至φ30，轉子去重前后的結構如圖11所示，外徑選用規(guī)格為15×32×9的深溝球軸承，對去重前后軸承的負荷及靜摩擦力矩進行計算，結果見表3，機械摩擦力矩降低了63.1%。

圖11 轉子軸去重前后結構

表3 機械靜摩擦力矩的優(yōu)化結果

3 試驗方案及驗證

根據(jù)上述優(yōu)化槽口寬度、極弧系數(shù)、極弧偏心距和轉子軸中空設計等四種組合措施，對齒槽轉矩進行優(yōu)化改善。一臺26極24槽的分體式無刷直流力矩電機，主要電磁參數(shù)見表4，電機實物圖如圖12。

表4 樣機的主要參數(shù)

表5 軸承的機械靜摩擦力矩

圖12 樣機實物圖

圖13 靜摩擦力矩試驗圖

電機在不通電的狀態(tài)下，軸伸端安裝力矩桿，試驗安裝示意圖如圖13所示，用吊砝碼的方法在力矩桿的正反方向緩慢增加負載轉矩，分別測取力矩桿開始轉動時的轉矩，讀取力矩桿壓在稱上的重量m，進而計算出靜摩擦力矩T。

T=mgl

(2)

式中：T為靜摩擦力矩；m為砝碼的重量，l為力矩桿的長度的一半；g為重力加速度。

優(yōu)化前后的齒槽轉矩對比如圖14所示，優(yōu)化前齒槽轉矩的最大幅值為0.265 mN·m。

圖14 優(yōu)化前后的齒槽轉矩曲線對比圖

優(yōu)化后齒槽轉矩的最大幅值為0.053 mN·m，降低了近80%。選取15×42×13的深溝球軸承作為樣機的軸承，其機械摩擦力矩為0.011 mN·m，電機的靜摩擦力矩為0.276 mN·m。證明了優(yōu)化的措施的有效性。

4 結語

對分體式無刷力矩電機靜摩擦力矩的優(yōu)化方法進行研究，提出降低分體式無刷力矩電機靜摩擦力矩的措施。通過對電機的定子齒部結構、氣隙磁場分布及轉子結構進行規(guī)律性計算，并進行實驗測試。優(yōu)化后電機靜摩擦力矩降低了約80%。為同類電機設計提供參考。