高速電主軸用無刷直流電機優(yōu)化設計

陳 曦，韋忠朝，黃沁心

（華中科技大學強電磁工程與新技術國家重點實驗室，湖北武漢 430074）

高速電主軸用無刷直流電機優(yōu)化設計

陳 曦，韋忠朝，黃沁心

（華中科技大學強電磁工程與新技術國家重點實驗室，湖北武漢 430074）

針對應用在電主軸中的高速永磁無刷直流電機存在的轉矩脈動、定子鐵心損耗、轉子渦流損耗、永磁體抗電樞去磁能力等關鍵問題，從轉子和定子結構兩方面對電機進行優(yōu)化設計。通過有限元仿真對比分析永磁體不同充磁方式及定子槽數(shù)對電機各方面性能的影響，提出采用平行充磁的面貼式轉子結構和槽數(shù)較少的分數(shù)槽定子結構。設計出60 000r／min、3.5kW的21槽無刷直流電機并進行穩(wěn)態(tài)仿真和樣機試驗。

高速電主軸；無刷直流電動機；優(yōu)化設計；有限元分析

高速精密電主軸將電機功能與機床主軸功能從結構上融為一體，省去復雜的中間傳動環(huán)節(jié)，具有調(diào)速范圍寬、轉動慣量小、可快速起動和停車、易于實現(xiàn)無級調(diào)速和精密控制等優(yōu)點［1］。永磁無刷直流電機由于具有結構簡單，功率密度高和無勵磁損耗效率高等優(yōu)點，特別適合高速電主軸電機［2］。然而，無刷直流電機轉子的高速旋轉給電機帶來了永磁體強度、較大的定子鐵耗、轉子渦流損耗、轉矩脈動以及不可逆去磁等問題，并成為國內(nèi)外研究的熱點。本文針對電主軸這一特殊機電一體化設備，設計出60 000r／min，3.5kW的永磁無刷直流電機，并著眼于高速永磁電機額定運行時存在的轉矩脈動、定子鐵芯損耗、轉子渦流損耗及抗電樞去磁能力等關鍵問題，在電磁設計方案中從轉子與定子兩方面對電機進行結構優(yōu)化，經(jīng)有限元對比分析后提出較為適合的設計方案。滿足其高速運行時盡量減小轉矩脈動和電機損耗以及增大抗去磁能力的設計要求。

1 轉子結構優(yōu)化

1.1 永磁體及防護方式設計

常用的高速永磁電機轉子結構因永磁體位置的不同通常分為表貼式和內(nèi)置式。其中，表貼式轉子結構因其工藝簡單，交直軸磁路對稱而被廣泛應用于高速無刷直流電機中。然而，燒結釹鐵硼材料僅僅能夠承受較大的壓應力，而不能承受電機高速旋轉而產(chǎn)生的巨大離心力。為了提高轉子的機械強度，通常在永磁體表面采用過盈配合包裹一層高強度的非磁性套筒。本次設計采用的轉子結構見圖1，其2極結構保證了轉子沿徑向各向同性，有利于轉子的動態(tài)平衡，同時可減小定子繞組電流和鐵心中磁場的交變頻率，有利于降低高頻附加損耗［3］。

為了解決2極電機轉子軛部鐵心過厚的問題，采用導磁材料38CrMoAl作為轉軸，將永磁體直接裝配于轉軸表面。

圖1 高速永磁無刷直流電機轉子示意圖

1.2 永磁體磁化方向選擇

面貼式永磁結構通常分為徑向和切向兩種充磁方式。其對應的徑向氣隙磁密分布見圖2。

圖2 不同充磁方式徑向氣隙磁密分布

徑向充磁的永磁體能夠產(chǎn)生方波磁密，進而感應出方波電動勢。當通入理想方波電流時，根據(jù)式（1）可以得到平穩(wěn)的電磁轉矩。

其中，Em為每相感應電動勢幅值，Im為相電流幅值，Ω為轉子機械角速度。

然而，在高速運行中無論永磁體充磁方式如何，電機a相電樞電流如圖3，波形畸變明顯。

圖3 永磁無刷直流電機a相電樞電流

對比圖4所示相同電機主要尺寸下分別采用徑向和平行充磁的無刷直流電機，可以發(fā)現(xiàn)采用平行充磁的無刷直流電機額定電磁轉矩平均值較大。

圖4 不同充磁方式額定電磁轉矩

定義公式（2）為電磁轉矩脈動率，則兩種充磁方式電磁轉矩對比如表1。雖然徑向充磁的電機感應電勢基波分量較大，但其諧波含量豐富。而平行充磁的電機交直軸電抗較小，則相同電壓源下產(chǎn)生的電磁轉矩較大，且其轉矩脈動率并未明顯增大。

表1 永磁無刷直流電機不同充磁方式電磁轉矩對比

對于無刷直流電機，脈動轉矩主要由于電流換相波形畸變引起的紋波轉矩和由齒槽或鐵心磁阻變化引起的齒槽轉矩組成［4］。其中，換相轉矩脈動可以通過控制策略抑制相電流波動來減小。在電機電磁方案設計中，主要針對齒槽轉矩進行優(yōu)化，轉子在空載每秒鐘轉動一度的情況下測得的齒槽轉矩如圖5所示，徑向充磁齒槽轉矩有效值比平行充磁大22.4%。

在高速電機中，定子鐵心損耗所占比例較大，是設計中需要關注的問題之一。采用相同鐵心材料的情況下，應盡量降低鐵心中各部位的磁密值來減少鐵耗。在60 000r／min額定運行狀態(tài)中，兩種充磁方式定子鐵心損耗曲線如圖6。徑向充磁定子鐵耗平均值比平行充磁大23.4%。

圖5 不同充磁方式齒槽轉矩

圖6 不同充磁方式額定運行定子鐵心損耗

綜合電磁轉矩、轉矩脈動、定子鐵心損耗等方面的因素，采用平行充磁的面貼式永磁體結構更適合高速無刷直流電機。

2 定子結構優(yōu)化

高速電機定子結構分為多槽、少槽和無槽。無槽結構取消了傳統(tǒng)的齒槽，所以電機的鐵耗只有軛部損耗而沒有齒部損耗，這樣的結構使電機鐵耗降低，但是這種結構繞組加工工藝復雜，而且無槽結構的氣隙較大，永磁材料利用率低。有槽結構分為整數(shù)槽和分數(shù)槽，其能減少NS極之間的漏磁，還可以增大繞組和定子鐵心的表面接觸面積，提供了一個較低的熱阻路徑，這對繞組和轉子的散熱也很重要［5］。本次優(yōu)化設計針對有槽結構，從轉子渦流損耗和電機抗電樞去磁能力兩方面討論定子槽對電機性能的影響。

2.1 定子槽數(shù)對轉子渦流損耗影響

在高速電機中，永磁體和高電導率金屬保護套筒通常受到高次磁通諧波影響產(chǎn)生渦流損耗。在空載運行時，渦流損耗主要由齒槽效應引起；在負載狀態(tài)，渦流損耗由齒槽效應和不與轉子同步旋轉的磁動勢諧波共同產(chǎn)生［6］。不同定子槽數(shù)和繞組形式將產(chǎn)生不同的磁動勢諧波，因此，合理選擇槽數(shù)和節(jié)距進而利用繞組系數(shù)來削弱磁動勢諧波是減少轉子渦流損耗的有效途徑。

分別取表2的定子槽數(shù)，在保證額定電磁轉矩條件下，得到渦流損耗變化情況如圖7。

表2 不同槽數(shù)方案渦流損耗對比

圖7 渦流損耗隨定子槽數(shù)變化

隨定子槽數(shù)增多，渦流損耗逐漸減少。取節(jié)距y＝5τ／6左右，則定子磁動勢5、7次諧波可以大量被削減，而增加定子槽數(shù)目，則磁動勢分布性能得到改善，高次磁動勢諧波同樣被削弱。采用分數(shù)槽繞組可以用較少的槽達到較多槽數(shù)的繞組分布性能，在一定程度上削弱磁動勢諧波，從而降低渦流損耗。采用分數(shù)槽21槽結構的渦流分布如圖8，保護套筒中的渦流電密比其在永磁體中的高出1到2個數(shù)量級，則轉子渦流損耗主要出現(xiàn)在保護套筒中。

2.2 定子槽數(shù)對永磁體抗電樞去磁能力影響

在高速永磁無刷直流電機中，保護套中產(chǎn)生的渦流損耗發(fā)熱可能引起永磁體不可逆退磁。避免永磁體因發(fā)熱去磁的做法是改善電機通風和選擇熱穩(wěn)定型較好的永磁材料。而因故障短路引起的電樞反應去磁也是高速電機設計中的一個重要問題。本文利用三相短路狀態(tài)下電樞繞組產(chǎn)生最大去磁電流考察電機的抗去磁能力，表3為采用的永磁體材料數(shù)據(jù)。

表3 N40UH釹鐵硼永磁體性能

圖9為不同定子槽數(shù)的電機在輸出相同電磁轉矩時分別受到三相短路去磁電流影響時永磁體表面磁密分布，對此可知，隨著定子槽數(shù)增多，永磁體表面磁通密度下降明顯，電機抗電樞去磁能力下降。因此多槽結構電機不利于防止無刷直流電機抗電樞去磁。

圖9 三相短路去磁情況下永磁體表面磁密分布

通過以上對比分析，多槽結構電機雖然能夠減少轉子渦流損耗，卻不利于永磁體防止電樞去磁，而采用較少的15槽或21槽的分數(shù)槽定子結構，則可以在增強永磁體抗去磁能力的前提下盡量減少轉子渦流損耗，是比較合理的設計方案。

3 21槽電機有限元仿真

經(jīng)過對不同定轉子結構分別進行優(yōu)化分析，本文利用Ansoft軟件，在磁路計算的基礎上，建立了圖10所示的2極21槽永磁無刷直流電機模型，其主要尺寸：定子外徑60mm，定子內(nèi)徑31.5mm，氣隙長度0.5mm，保護套厚1.75mm，永磁體厚4 mm，永磁體充磁方向平行，轉軸外徑19mm，鐵心長度47.5mm，極數(shù)2。

圖10 21槽永磁無刷直流電機模型

利用有限元仿真，對于電機在額定狀態(tài)下的氣隙、定子齒軛部磁場進行了分析，可知不存在磁場的局部嚴重飽和現(xiàn)象；驗證圖11所示的電機額定狀態(tài)輸出電磁轉矩與電樞電流的大小，均滿足了運行工況的設計目標。

圖11 穩(wěn)態(tài)運行電機參數(shù)

4 結論

本文針對電主軸用永磁無刷直流電動機，從定子和轉子兩方面的結構出發(fā)，通過建立一系列有限元仿真模型，得到了如下結論：

1）對于永磁體表貼式轉子結構，平行充磁的高速電機與徑向充磁相比，其轉矩輸出較大，齒槽轉矩較小，定子鐵心損耗較小，故平行充磁更適合應用于高速永磁無刷直流電機中。

2）高速電機的轉子渦流損耗隨定子槽數(shù)增多而減小，與此同時抗電樞去磁能力卻隨之下降。

3）采用本文提出的21槽分數(shù)槽定子結構的電機可以兼顧轉子渦流損耗和抗電樞去磁能力兩方面的性能，其仿真結果滿足運行工況的設計目標，是較理想的優(yōu)化方案。

［1］ 黃紅武，熊萬里，陸名彰，等.高速大功率精密電主軸中的關鍵技術［J］.湖南大學學報，2002，29（05）：49－54.

［2］ Binder A，Schneider T，Klohr M.Fixation of buried surface mounted magnets in high－speed permanent magnet synchronous motors［J］.IEEE Transactions on Industry Applications，2006，42（04）：1 031－1 037.

［3］ 王鳳翔.高速電機的設計特點及相關技術研究［J］.沈陽工業(yè)大學學報，2006，6（03）：259－263.

［4］ 唐任遠.現(xiàn)代永磁電機理論與設計［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2008.

［5］ 薛劭申，沈 圍.定子槽數(shù)和氣隙長度對高速永磁無刷電動機性能的影響［J］.微特電機，2011（07）：21－24.

［6］ Zhu Z，Ng K，Howe D.Design and analysis of highspeed brushless permanent magnet motors［C］.Eighth International Conference on Electrical Machines and Drives，Cambridge，UK，1997：381－385.

［責任編校：張巖 芳］

Optimization Design on High Speed BLDC Motor for Electric Spindle

CHEN Xi，WEI Zhong－chao，HUANG Qin－xin
（Huazhong Univ.of Science and Tech.，Wuhan 430074，China）

Aiming at the key questions in high－speed brushless DC motor（BLDCM），such as torque ripple，stator core loss，parasitic eddy current loss and the ability to resist armature demagnetization and so on，this paper optimized the motor from the structure of rotor and stator.Through finite element analysis（FEA）of different models based on various magnetization directions and different stator slot numbers，the parallel magnetized permanent magnets and frictional－slot windings were adopted.The design and steady state finite element simulation for a 60000r／min，3.5kW BLDC motor were carried out，and the data form prototype verified this design progress.

high speed，BLDCM，optimization design，F(xiàn)EA

TM351，TM355

A

1003－4684（2014）01－0041－04

2013－11－28

陳 曦（1989－），男，河南鄭州人，華中科技大學碩士研究生，研究方向為新型特種電機及其控制