磁通切換雙定子電機定位力矩抑制方法研究

龔劍峰，全 力，朱孝勇，宗在云

(江蘇大學，鎮(zhèn)江 212013)

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磁通切換雙定子電機定位力矩抑制方法研究

龔劍峰，全 力，朱孝勇，宗在云

(江蘇大學，鎮(zhèn)江 212013)

磁通切換永磁(FSPM)電機具有功率密度高、輸出轉(zhuǎn)矩大、反電動勢正弦等優(yōu)點，與傳統(tǒng)永磁體位于轉(zhuǎn)子的永磁同步電機、無刷直流電機相比，F(xiàn)SPM電機存在較大的轉(zhuǎn)矩脈動，這也一定程度上限制了該類電機在諸如高精度運動控制、伺服系統(tǒng)等領域的應用和推廣。針對磁通切換雙定子電機，提出了一種“內(nèi)、外電機錯位設計與控制”的方法，并進行理論分析和實驗驗證。在電機本體設計上，采用磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)，同時將內(nèi)、外定子之間錯開一個角度；控制時，通過控制內(nèi)、外定子電流相位，以達到明顯抑制定位力矩的目的。仿真分析和實驗研究均表明，該方法能使電機在保持高轉(zhuǎn)矩密度的同時，能有效降低了該類電機的總轉(zhuǎn)矩脈動，為該類雙凸極類雙定子電機的轉(zhuǎn)矩脈動的抑制，提供了一種行之有效的方法。

定位力矩抑制；雙定子；磁通切換；磁路并聯(lián)式；同心圓結(jié)構(gòu)

0 引 言

隨著稀土永磁材料性價比的不斷提高，永磁電機以其體積小、效率高的優(yōu)點在越來越多的工業(yè)驅(qū)動領域得到應用[1]。但是，傳統(tǒng)的永磁無刷電機通常將永磁體安裝在轉(zhuǎn)子上，為了防止高速運行時永磁體受到離心力的作用而甩落，故在轉(zhuǎn)子上有必要采用不銹鋼套筒或環(huán)氧無緯玻璃絲帶進行固定，一方面增加了制造工藝和成本，同時該類加固裝置也進一步引起電機轉(zhuǎn)子中永磁體的散熱困難。由于釹鐵硼永磁體性能受溫度影響較為明顯，在永磁體發(fā)熱嚴重時，甚至可以發(fā)生不可逆退磁。這就是轉(zhuǎn)子永磁型電機的應用范圍受到限制的原因。近年來，一類永磁體位于定子的永磁無刷電機引起了國內(nèi)外眾多學者的關注，目前開展研究較多的定子永磁型電機主要有雙凸極永磁(以下簡稱DSPM)電機[2-3]，磁通反向永磁(以下簡稱FRPM)電機[4-5]和磁通切換永磁(以下簡稱FSPM)電機[6-13]等三種基本電機類型。

最新研究表明，相比于DSPM電機和FRPM電機，F(xiàn)SPM電機不僅擁有功率密度高、帶載能力強的優(yōu)點，還具備無需斜槽即可得正弦反電動勢的特點。因此，它被認為是最有可能代替永磁同步電機的一種結(jié)構(gòu)[14]。

但FSPM電機定、轉(zhuǎn)子仍采用了雙凸極類電機結(jié)構(gòu)，且該類電機中，通常利用永磁體的“聚磁效應”,將永磁體夾在定子齒中間,形成“三明治”式結(jié)構(gòu)，從而實現(xiàn)了較高的氣隙磁密，但客觀上造成了該類電機的定位力矩較大，這也是引起該類定子永磁型磁通切換電機轉(zhuǎn)矩脈動較大的重要原因之一。與傳統(tǒng)永磁體位于轉(zhuǎn)子的永磁同步電機、無刷直流電機相比，F(xiàn)SPM電機存在較大的轉(zhuǎn)矩脈動，這也一定程度上限制了該類電機在諸如高精度運動控制、伺服系統(tǒng)等領域的應用和推廣。如何實現(xiàn)該類電機高功率密度的同時有效降低電機的轉(zhuǎn)矩脈動，成為該類電機的研究熱點之一。

為了抑制電機運行時的轉(zhuǎn)矩脈動，許多學者針對如何削弱定位力矩，進行了深入的研究，并取得了諸多成果[15-20]?？偟膩碚f，電機定位力矩削弱的方法可以歸納為兩大類:一類是從電機本體設計出發(fā)，如定/轉(zhuǎn)子斜槽設計、將永磁體不對稱放置等[14]，但是由于優(yōu)化電機本體的方法受到電機結(jié)構(gòu)的限制，導致抑制定位力矩的能力很有限[14]；第二類方法則是通過算法來削弱電機定位力矩，該方法無需更改硬件設備，只需修改控制算法，如通過注入電流諧波補償永磁電機定位力矩的控制方法，但是此類方法會增加電流諧波含量，加重對電網(wǎng)的污染，所以并網(wǎng)環(huán)節(jié)需要對電流做濾波處理，增加了控制成本。

本文結(jié)合上述兩類抑制定位力矩的方法在傳統(tǒng)單轉(zhuǎn)子磁通切換電機結(jié)構(gòu)基礎上，針對新能源汽車驅(qū)動電機應用場合，提出了一種高轉(zhuǎn)矩密度磁通切換雙定子電機。該電機具有內(nèi)、外兩個定子和一個中間轉(zhuǎn)子，內(nèi)、外定子上均繞有三相電樞繞組，內(nèi)、外定子和中間轉(zhuǎn)子分別形成內(nèi)電機和外電機。由于該雙定子電機存在兩套電樞繞組，控制較為靈活，內(nèi)、外電機可同時工作或單獨工作，以滿足新能源汽車加速、爬坡、高速巡航、減速制動等不同運行工況的要求。本文在分析內(nèi)、外電機定位力矩頻譜的基礎上，提出了一種“內(nèi)、外電機錯位控制”的方法，并進行理論分析和實驗驗證。研究表明，該方法能有效降低內(nèi)外電機的總定位力矩，從而使電機在保持高轉(zhuǎn)矩密度的同時，明顯降低了電機的總轉(zhuǎn)矩脈動，在新能源汽車驅(qū)動電機領域具有一定的應用前景。

1 雙定子電機基本結(jié)構(gòu)

雙定子電機按機械結(jié)構(gòu)可分為同心結(jié)構(gòu)和并行結(jié)構(gòu)；按磁路結(jié)構(gòu)分為磁路串聯(lián)和磁路并聯(lián)。同心圓結(jié)構(gòu)的雙定子電機有功率密度高、轉(zhuǎn)矩密度高的特點，電機的內(nèi)部體積得到充分的利用。并聯(lián)式磁路結(jié)構(gòu)的雙定子電機相比較串聯(lián)式磁路結(jié)構(gòu)，能允許內(nèi)、外定子不同步運行，具有容錯性能好、控制更加靈活等優(yōu)點，即允許雙定子電機內(nèi)外定子相互獨立工作。

本文提出了一種磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機。該電機結(jié)構(gòu)如圖1所示，該電機內(nèi)、外定子公用一個轉(zhuǎn)子，因為電機轉(zhuǎn)子沒有繞組和永磁體，所以該轉(zhuǎn)子具有結(jié)構(gòu)簡單、易散熱等特點。為了降低磁通切換電機的轉(zhuǎn)矩脈動，設計電機時，雙定子電機定轉(zhuǎn)子齒配比設計為12/22/12，即定子極對數(shù)ps=12，轉(zhuǎn)子極對數(shù)pr=22。

2 電機轉(zhuǎn)矩分析與定位力矩抑制

2.1 轉(zhuǎn)矩脈動分析

根據(jù)雙定子磁通切換電機的運行原理，該磁通切換雙定子電機的輸出轉(zhuǎn)矩由三部分組成，如下:

(1)

式中：Tpm為電機的永磁轉(zhuǎn)矩；Tr為磁阻轉(zhuǎn)矩；Tcog為定位力矩。

雙定子磁通切換電機中，由于反電勢一般仍呈現(xiàn)正弦分布，因此可采用與傳統(tǒng)永磁同步電機相類似的控制方法。研究表明，對磁通切換電機采用id=0控制方法，可使磁阻轉(zhuǎn)矩Tr值很小，理論上Tr=0。此外，磁通切換電機反電動勢為正弦波，所以當采用正弦電流控制時，理論上，電機正常運行時Tpm為常數(shù)。綜合上述分析，可見，內(nèi)、外電機的定位力矩Tcog內(nèi)和Tcog外成為引起電機轉(zhuǎn)矩脈動的主導因素。

2.2 定位力矩分析

定位力矩作為永磁電機的固有現(xiàn)象，定位力矩由磁滯定位力矩和齒槽定位力矩兩部分組成[21]。磁滯定位力矩是在定子磁場作用下, 轉(zhuǎn)子鐵磁物質(zhì)內(nèi)部磁疇反對改變其排列方向而形成[21]。齒槽定位力矩是由永磁電機定、轉(zhuǎn)子齒槽相互作用，引起電機磁場以及磁阻變化而產(chǎn)生的一種周期性脈動力矩。由于鐵磁物質(zhì)的磁滯回線特性是基本相同的，所以在旋轉(zhuǎn)磁場里面轉(zhuǎn)子受到的磁滯定位力矩是一個阻礙轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動的恒定的阻力，所以分析它意義不大，因此，我們平時分析定位力矩都是分析齒槽定位力矩。

在雙定子磁通切換電機中，由于電機的定、轉(zhuǎn)子均呈現(xiàn)凸極結(jié)構(gòu)，電機定、轉(zhuǎn)子齒槽因素造成的齒槽定位力矩，這也是雙凸極類永磁電機定位力矩較大的根本原因之一。該類電機中，理論上,當轉(zhuǎn)子齒的中心線與定子齒的中心線對齊時，電機的定位力矩最小?？紤]到內(nèi)、外電機定子齒上永磁體用量是相同的，所以電機每個定位力矩脈動周期的幅值基本相等。

對一臺永磁電機，定位力矩的周期Ccog可由下式得出[22]:

(2)

式中：Ncog為ps和pr的最小公倍數(shù)。

在磁通切換雙定子電機中，由于轉(zhuǎn)子極對數(shù)為22，故電機的電周期對應的機械角度為360°/22，對應的弧度為π/11，參照式(2)，電機ps和pr的最小公倍數(shù)為132，可見該磁通切換電機的定位力矩周期是電周期的1/6倍，而電機的定位力矩的變化頻率為空載反電勢的6倍。為了較為精確地得到電機的定位力矩波形，仿真分析中設定電機單位轉(zhuǎn)速為1 r/min，通過有限元方法可獲得電機的定位力矩波形和空載反電勢波形。

圖2為磁通切換雙定子電機的內(nèi)、外電機的定位力矩和反電動勢圖。從圖中可以看出，定位力矩與反電勢相似,均呈現(xiàn)出周期波動,且定位力矩的電周期是反電勢的1/6倍。將圖2的內(nèi)、外電機的定位力矩進行頻譜分析，得到如圖3所示的定位力矩頻譜圖。

(a)內(nèi)電機定位力矩、反電動勢波形圖(b)外電機定位力矩、反電動勢波形圖

圖2 內(nèi)外電機定位力矩圖

(a)內(nèi)電機定位力矩頻譜圖(b)外電機定位力矩頻譜圖

圖3 內(nèi)外電機定位力矩頻譜圖

由圖3可以看出，內(nèi)外電機的定位力矩周期以及有效諧波次數(shù)(因高次諧波幅值太小，忽略了高次諧波)相同。根據(jù)圖中對定位力矩各次諧波的分析，該雙定子電機的內(nèi)外電機的定位力矩Tcog可表示:

(3)

式中：t為時間；Ac1為Tcog的基波分量幅值；θ為電機機械角度；φcog1為Tcog的基波分量相位角；Ac2為Tcog的2次諧波分量幅值；φcog2為Tcog的2次諧波分量相位角；Ac3為Tcog的3次諧波分量幅值；φcog3為Tcog的3次諧波分量相位角；φcogn為Tcog的n次諧波分量相位角。

本文討論的三相12/22/12極磁通切換電機具有極對數(shù)多、分數(shù)槽特點，理論上定位力矩波形中基波分量是主導作用的。上述分析顯示，Ac1在電機定位力矩占得比重較大，與理論分析一致。

傳統(tǒng)的雙定子電機通常采用內(nèi)外電機磁路串聯(lián)型結(jié)構(gòu)，為了使電機的磁阻最小，內(nèi)外定子的相互位置需要嚴格一一對應，但這也造成了該類雙定子電機中內(nèi)外定子對轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的總定位力矩是疊加的，從而導致了該類電機的總定位力矩較大,且無法通過適當調(diào)節(jié)內(nèi)外電機定子之間的相對位置來實現(xiàn)電機總定位力矩的削弱和抑制。

本文研究的雙定子電機，由于采用了內(nèi)外電機磁路并列的結(jié)構(gòu)，內(nèi)外電機的磁路相互獨立，內(nèi)外定子齒位置也無需嚴格保持一致，這為通過調(diào)節(jié)內(nèi)外電機定子齒的相對位置，有效削弱或抑制電機的定位力矩，提供了可能。此外，由于磁路并聯(lián)結(jié)構(gòu)雙定子電機的內(nèi)外定子對轉(zhuǎn)子的作用是相互獨立的，內(nèi)外定子位置的改變和交錯，不會影響內(nèi)外電機各自的電磁性能。

為了驗證上述理論，本電機在設計時，將內(nèi)定子設計成可沿圓周方向滑動的“浮動式”內(nèi)定子，在內(nèi)定子沿圓周移動任意角度后，可采用固定螺栓進行固定。這樣，內(nèi)外定子齒之間的相互位置便可進行調(diào)節(jié)，這為分析電機的定位力矩與內(nèi)外定子齒之間的相互位置提供便利。令電機內(nèi)外定子之間有一個Δθ的角度差，如圖4所示，當電機運行時，轉(zhuǎn)子任意一個齒從與外定子齒相重合的位置轉(zhuǎn)到與相應的內(nèi)定子齒相重合的位置，需要轉(zhuǎn)過Δθ。

通過式(3)的分析，得出：

(4)

式中：Δθ為內(nèi)、外定子錯位機械角度。

圖4 內(nèi)外定子錯位局部圖

內(nèi)外電機的定位力矩由基波分量以及各次諧波分量構(gòu)成，由式(4)總轉(zhuǎn)矩表達式可以看出，為了有效降低電機的總轉(zhuǎn)矩，內(nèi)定子對轉(zhuǎn)子的定位力矩與外定子對轉(zhuǎn)子的定位力矩的基波相位剛好相位差180°，因此兩個定位力矩相疊加時，基波含量相互抑制，使得電機整體的定位力矩大大降低。同理，改變Δθ，不僅可以抑制基波，還能抑制電機定位力矩的2次、3次諧波。

如圖5所示，改變Δθ，雙定子電機總定位力矩波形呈現(xiàn)的不同波形圖。分析兩幅圖，可以得到結(jié)論，通過內(nèi)外定子錯開Δθ角，對抑制雙定子電機的定位力矩效果很明顯。

(a)Δθ=0(b)Δθ=0.5Ccog

圖5 內(nèi)外電機定位力矩疊加圖

分析定位力矩的公式，可以得到結(jié)論，抑制基波時，電機的奇數(shù)次諧波都能得到抑制。因為電機定位力矩里面基波含量占的比重最大，所以抑制基波，對電機轉(zhuǎn)矩脈動的抑制最有效。

3 仿真與實驗驗證

在MATLAB上對該理論進行驗證，為了簡化仿真，將定位力矩的高次諧波(大于等于4次的諧波)省略掉，并假設內(nèi)外電機的定位力矩幅值相同，這樣更有助于觀察錯齒結(jié)構(gòu)的雙定子電機抑制定位力矩的效果。

雙定子電機的MATLAB仿真控制策略為傳統(tǒng)的Id=0矢量控制。因為內(nèi)外定子錯開角度Δθ，所以在控制電機運行時，內(nèi)電機電流相位與外電機電流相位錯開相應的電角度。雙定子電機雖然是兩個定子，但是只有一個轉(zhuǎn)子，所以控制系統(tǒng)只需要一個速度環(huán)，兩個定子分別對應一個電流環(huán)。雙定子電機的輸出轉(zhuǎn)矩為內(nèi)定子對轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)矩加上外定子對轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)矩。

如圖6所示，為磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機在MATLAB中仿真結(jié)果圖。電機起動時，設定閉環(huán)轉(zhuǎn)速300 r/min，此時內(nèi)外定子之間無錯齒，在0.02 s時切換內(nèi)外定子之間的角度Δθ=0.5Ccog。圖6(a)為內(nèi)外定子對轉(zhuǎn)子的合成定位力矩；圖6(b)為內(nèi)外定子對轉(zhuǎn)子的輸出轉(zhuǎn)矩；圖6(c)為內(nèi)定子a相以及外定子A相電樞電流波形圖。對定位力矩基波進行抑制時，可以選擇錯開的角度Δθ接近半個360/(2pr)，這可以使雙定子電機的六相電流相位差接近60°，有助于減小對電網(wǎng)產(chǎn)生諧波。

(a) 電磁轉(zhuǎn)矩

(b) 定位力矩

(c) 電樞電流

如圖7為磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機不同Δθ角時的實驗波形圖。實驗過程中，雙定子電機直流側(cè)外加電壓為100 V，軟件里電流限設置為5 A，控制電機200 r/min閉環(huán)運行。待電機空載穩(wěn)定運行后，不斷給電機加載，直至電機無法速度閉環(huán)為止。圖7(a)是Δθ=0，內(nèi)外電機定位力矩直接疊加時，電機負載轉(zhuǎn)矩波形以及外定子A相電流和內(nèi)定子a相電流；圖7(b)是Δθ=1.5Ccog，內(nèi)外電機定位力矩基波抑制時，電機負載轉(zhuǎn)矩波形以及外定子A相電流和內(nèi)定子a相電流。比較兩圖可以看出，定位力矩基波抑制之后，轉(zhuǎn)矩脈動的頻率增加了，幅值減小了，而且電機在相同的條件下，帶載能力提升了。

圖7 內(nèi)外電機定位力矩疊加實驗波形圖

4 結(jié) 語

從以上仿真結(jié)果和實驗結(jié)果可以看出，磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的雙定子電機，不僅可以抑制轉(zhuǎn)矩脈動和針對性的抑制某一特定頻率的定位力矩諧波，還可以提升電機的效率。

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Study of Cogging Torque Suppressing for Double Stator FSPM Motor

GONGJian-feng，QUANLi，ZHUXiao-yong，ZONGZai-yun

(Jiangsu University，Zhenjiang 212013,China)

The flux-switching permanent magnet (FSPM) motor has the advantages of high power density, large output torque and essentially sinusoidal back-EMF. However, compared with the traditional permanent magnet synchronous motor and brushless DC motor which permanent magnet in the rotor, FSPM motor torque ripple is relatively large, as a result, it limits the application and popularization of this kind of motor in some fields such as high precision motion control, servo system etc. In this paper, a new method the "inside and outside the motor displacement design and control" was proposed for magnetic flux switching double stator motor, and the theoretical analysis and experimental verification were carried on. In the design of the motor, the magnetic circuit parallel and concentric circles structure were adopted, and at the same time, the internal and external stator were staggered an angle. Through the control of inner, outer stator current phase, the purpose of suppress the cogging torque can be achieved. Both the simulation analysis and experimental research show that, the proposed method can make the motor to maintain high torque density and effectively reduce the total torque ripple of the motor, and it provides an effective method for torque ripple suppression for this kind of doubly salient double stator motor.

suppressed cogging torque； double stator； flux-switching permanent magnet (FSPM)； parallel magnetic circuit； concentric circle structure

2015-01-08

國家自然科學基金項目(51377073)；教育部博士點基金項目(20113227110002)；江蘇省高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目

TM351

A

1004-7018(2016)01-0017-05