交替极无轴承电机的转矩与悬浮特性

黄燕， 王晓琳， 仇志坚， 邓智泉

(南京航空航天大学自动化学院，江苏南京210016)

0 引言

近年来，无轴承电机在许多国家得到了很大的发展，已经成为目前的一个研究热点。根据永磁体放置方式的不同，多种转子结构的电机相继被提出，例如:表贴式、插入式和内装式等。然而，绝大多数无轴承永磁电机的悬浮控制都需要转子旋转位置信号，因此如果磁场旋转位置有偏差，那么悬浮闭环控制可能无法稳定。这样，悬浮与转矩性能相互制约［2－4］。

交替极无轴承电机是近年来出现的一种新型无轴承永磁电机，永磁体沿转子表面呈同极性排列，与转子铁极构成交替分布。正因为这种特殊的转子结构，使得其悬浮力由直流电流产生，与转子的旋转位置无关，从而实现悬浮控制与转矩控制之间的解耦［5－7］。到目前为止，对交替极无轴承电机的研究主要是对电机本体优化设计［5］、数学模型的建立和完善以及对交替极无轴承电机的优缺点进行了研究［6－7］。

本文建立了一种交替极无轴承永磁电机的有限元仿真模型，对其悬浮机理进行了深入的分析和验证，指出这种电机悬浮特性和转矩特性与电流、转子位置角等参数之间的关系。同时将交替极电机的转矩和悬浮特性与传统的表贴式无轴承永磁同步电机进行了比较分析。

1 悬浮机理

图1 悬浮力原理Fig．1 Principle of suspension force generation

图1显示了交替极无轴承永磁电机的结构示意［7］。其定子结构与传统的无轴承永磁同步电机相同，有悬浮与转矩两套绕组。转子分为铁极和永磁体两部分，永磁体嵌在转子铁心内，磁极沿转子表面呈同极性排列，永磁体磁链通过永磁体之间的铁极形成回路，铁极随之被磁化为另一种极性，从而磁极与转子铁极构成交替分布。在这种类型的电机中，悬浮力产生的原理与传统的无轴承永磁电机不同，如图1(a)所示。此时转子转动角φm=0°，实线回路Ψm代表永磁体磁链，虚线回路Ψx表示由悬浮绕组电流产生的悬浮磁链。悬浮力是由永磁体磁场和悬浮绕组电流产生的磁场相互作用而产生的。在右半部分电机铁极下的气隙中，磁通密度增加，图中对应区域A，然而左半部分对应的磁通密度减小，对应区域B。因此，在水平的x轴方向产生一个径向力。图1(b)显示了转子转角φm=45°时的情况:同样在图中区域A磁通密度增加，然而在区域B磁通密度减少。因此，产生的悬浮力仍然是沿着x轴方向。无论转子旋转位置如何，由于转子铁心部分的磁阻小，所以绝大部分悬浮控制绕组磁链只通过转子铁心，而不经过永磁体部分，因此无轴承交替极电机的悬浮控制与转子的旋转位置角无关。通过控制悬浮绕组Nx的电流，就可以实现对x方向悬浮力的控制。同理，Ny绕组电流产生y轴方向的悬浮力［5－7］。

2 有限元仿真分析

文中采用仿真软件ANSOFT中的Maxwell 2D二维电磁场仿真软件包建立了一种24槽的交替极无轴承永磁电机的二维有限元仿真模型，并对其进行了电磁场分析，其结构如图2所示。实验样机参数:额定功率PN1=1.5kW，额定转速nN=750r/min。模型的定子上绕有悬浮和转矩两套绕组，分别是8极三相和2极三相绕组。在有限元建模阶段，首先在Maxwell 2D几何建模器的图形绘制区，根据电机的尺寸参数绘制电机几何模型。电机具体参数如下:定子内外径分别为63.6mm和122mm，转子内外径分别为30mm和61.8mm。悬浮和转矩绕组匝数分别为9匝和21匝，气隙长度0.9mm，永磁体剩磁Br=1.12T，铁心有效长度48mm。

图2 有限元仿真模型Fig．2 Finite-element analysis model

2.1 转矩分析

转矩绕组采用8极三相的绕组分布，在其中施加三相对称的正弦波交流电，转矩绕组电流幅值正比于q轴电流，转矩与转矩绕组电流之间的关系如图3所示，仿真时，悬浮绕组中不加载电流。从图中可以看出:在未达到磁饱和的情况下，电机的转矩随转矩绕组电流iq呈正比变化。

转矩与悬浮绕组电流幅值之间的关系如图4所示，仿真时，转矩绕组的q轴电流iq=2.5A保持不变。从图中可以看出电机中悬浮绕组电流的变化对转矩的影响不大，转矩基本保持不变。

2.2 悬浮力分析

在悬浮电流恒定的情况下，悬浮力与转角的关系如图5和6所示。在仿真分析时，只给用于产生x轴方向悬浮力的悬浮绕组Nx加直流电ix，悬浮电流设定为3A，转矩电流为0。在这种情况下，分析转子转角φm在0°到90°的范围内，以5°为一步位于不同角位置时转子受到的悬浮力。

图5 悬浮力曲线Fig．5 Magnetic suspension force curve

图5显示了电机转子受到的x和y轴方向上的悬浮力Fx和Fy。水平轴是转子旋转角度φm。从结果中可以看出，Fx基本保持恒定，然而Fy并不总是零，只有当 φm=0°，45°和 90°时，才等于零。图 6 显示电机的悬浮力方向角φf。当φm=22.5°和67.5°时，φf取得最大值，大约是3°。从图中可以看出，只在电机的悬浮绕组Nx中加悬浮电流后，产生的悬浮力在x轴上的分量Fx比在y轴上分量Fy大得多，悬浮力的方向角φf的变化比较小，对电机的稳定悬浮几乎没有影响。所以Fy对悬浮力的影响可以忽略，可以认为此时电机中的悬浮力恒定，指向x轴方向，悬浮力的方向与转子的角位置无关。

图6 悬浮力方向角Fig．6 Magnetic suspension force direction

转矩电流幅值与悬浮电流保持恒定的情况下，径向悬浮力与转子旋转角度φm的关系如图7所示。从图中可以看出，电机中施加了转矩电流后，x和y方向悬浮力仍然维持原来的变化趋势，转矩电流对悬浮力几乎没有影响。

图7 转矩电流对悬浮力的影响Fig．7 Effects of torque current

径向悬浮力与悬浮绕组电流幅值之间的关系如图8所示，仿真时，悬浮绕组Ny中的悬浮电流设定为0，悬浮绕组Nx中施加直流电ix。从图中可以看出，在未达到磁饱和的情况下，x轴正方向的悬浮力Fx随悬浮电流ix的增加呈比例增大。由于iy=0即用于产生y方向悬浮力的悬浮电流为零，所以Fy为零保持不变。悬浮力在x轴和y轴上的分量分别由各自的悬浮电流ix和iy独立控制，彼此互不干扰。

图8 悬浮力与悬浮电流的关系Fig．8 Levitation forces VS currents of levitation Windings

2.3 与传统表贴式无轴承永磁同步电机的比较

将交替极无轴承永磁电机的转矩和悬浮力特性与传统的表贴式无轴承永磁同步电机进行了比较研究。交替极电机采用4对极的转矩绕组，因此首先建立了8极表贴式的无轴承永磁同步电机的模型，它们的定子结构相同，将两者的转矩进行比较。在传统的表贴式无轴承永磁同步电机中要产生可控的径向力，转矩绕组极对数p1与径向力控制绕组极对数p2必须满足关系式p2=p1±1。然而交替极电机中转矩绕组极对数p1=4，径向力控制绕组的极对数p2=1，这样的极对数关系在表贴式无轴承永磁同步电机中无法产生可控的径向力，因此又建立了一个4极表贴式无轴承永磁同步电机的模型用于悬浮力的比较分析。它的转矩绕组极对数p1=2，径向力控制绕组极对数p2=1，定子结构与交替极电机相同。三种转子结构的永磁体体积保持一致，转子结构如图9所示，参数如表1所示。

图9 转子结构Fig．9 Configuration of rotor

表1 转子参数Table 1 Parameters of rator

将转子结构分别为图9(a)和图9(b)的两种8极电机的转矩进行比较，它们都采用24槽的定子结构以及8极三相的转矩绕组分布，在转矩电流相同的情况下，分析结果如图10所示。表贴式电机的平均转矩为2.45 N·m，交替极电机的平均转矩为2.26 N·m。在转矩电流相同的情况下，与表贴式无轴承永磁同步电机相比，交替极电机的平均转矩小8.41%，但是交替极电机的转矩脉动比较小。

图10 转矩的比较Fig．10 Torque comparison

图11显示了交替极无轴承永磁电机的悬浮力特性与传统的表贴式无轴承永磁同步电机的比较。转子结构分别为图9(b)和图9(c)的交替极和4极表贴式无轴承电机，在悬浮电流幅值相同的情况下比较悬浮力，4极表贴式电机和交替极电机的悬浮力平均值分别为35.7N和102.5N，因此交替极电机的悬浮力是4极表贴式的2.87倍。

图11 悬浮力的比较Fig．11 Magnetic suspension comparison

从以上的仿真分析中可以看出，在定子结构和施加的电流都相同的条件下，交替极电机产生的转矩与表贴式电机相近，而产生的悬浮力远远大于表贴式电机。这是由于交替极无轴承永磁电机转子铁心部分的磁阻比永磁体小得多，所以无论转子旋转位置如何，大部分悬浮绕组磁链经过转子铁心形成闭合回路，只有少部分的悬浮绕组磁链经过永磁体，产生相同悬浮力所需要的磁势明显减小。在安匝数相同，产生相近电磁转矩的情况下，交替极无轴承永磁电机中产生的悬浮力比传统的表贴式无轴承永磁同步电机大得多，避免了转矩和悬浮力的折中问题。

3 结语

本文首先对Consequent－pole无轴承永磁电机的结构和悬浮原理进行介绍。利用有限元仿真软件ANSOFT建立了电机模型，对电机的转矩与悬浮力进行仿真分析，指出转矩和悬浮力分别正比于转矩电流和悬浮电流，悬浮力与转角无关，转矩与悬浮电流无关等特性。然后将交替极无轴承永磁电机的转矩和悬浮力特性与传统的表贴式无轴承永磁同步电机进行了比较研究。分析结果表明，在相同安匝数情况下，两者的电磁转矩相近，而交替极电机可以产生更大的悬浮力。

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