作者：王曉光; 趙萌; 文益雪; 向紅斌; 王現(xiàn)立

為了進一步簡化電動機轉子的制造及裝配工藝，使其更加適合高速應用場合，本文針對采用分數(shù)槽集中繞組方案的小功率永磁電動機，提出一種基于梯形永磁體的切向內置式新型轉子結構。在定子采用分塊鐵心結構的基礎上，對轉子表面結構進行優(yōu)化，詳細分析了相關轉子結構參數(shù)對電動機轉矩脈動和平均轉矩的影響規(guī)律，為該類電動機的設計提供了一定的參考價值。

1 電動機模型和參數(shù)

本文以一臺10極12槽電動機為例，研究電動機轉子結構參數(shù)對電動機性能的影響規(guī)律。電動機參數(shù)如表1所示。為了簡化電動機轉子的加工及裝配工藝，提出的新型梯形永磁體切向內置式轉子結構的永磁同步電動機的結構如圖1所示。

圖1 電動機拓撲結構

表1 10極12槽電動機主要參數(shù)

電動機采用分數(shù)槽集中繞組方案，電動機定子采用分塊拼接的結構方式，可以方便地實現(xiàn)自動化嵌線工藝、降低生產(chǎn)及加工成本。轉子采用切向內置式結構，梯形永磁體直接插入到轉子槽中。相對于傳統(tǒng)的切向式電動機轉子，新型結構既降低了轉子鐵心的加工成本，同時也簡化了轉子的裝配工藝。

2 切向式轉子結構優(yōu)化

對電動機轉子結構的優(yōu)化，分為永磁體結構參數(shù)和轉子表面結構參數(shù)優(yōu)化兩個部分。永磁體結構參數(shù)包括下底邊寬度l1、上底邊寬度l2和高度，其中下底邊寬度l1和高度可以根據(jù)電動機結構先行確定。電動機轉子內徑受電動機軸的限制，考慮到轉子加工及裝配要求，轉子內圈厚度可基本確定。受到上述條件限制，永磁體的高度已經(jīng)確定，不再作為優(yōu)化參數(shù)。

2.1 確定永磁體下底邊寬度

在不考慮飽和的情況下，轉子中永磁體的體積與電動機轉子的永磁磁鏈成正比，為了保證電動機轉矩輸出能力，在優(yōu)化轉子結構之前，首先要保證梯形永磁體的下底邊寬度最大。而永磁體下底邊寬度越大，轉子鐵心的連接橋寬度越小，從而影響了電動機轉子的應力。本文確定永磁體下底邊寬度的原則是保證電動機轉子應力的前提下，連接橋寬度最小。確定梯形永磁體的下底邊寬度后再通過有限元方法確定上底邊的尺寸參數(shù)。

為了確保電動機轉子結構的機械強度能滿足電動機運行要求，本文采用有限元方法，建立轉子結構的三維模型，施加電動機額定轉速的旋轉慣性載荷，對電動機轉子的結構應力進行校核。圖2為電動機轉子應力分布云圖。由圖2中可以看到，轉子鐵心最大應力為0.98 MPa。電動機轉子材料為硅鋼片，其屈服強度為405 MPa，根據(jù)比較，該情況下轉子所受最大應力小于其屈服強度，因此該轉子結構滿足機械要求。

圖2 轉子平均應力分布云圖

2.2 永磁體上底邊寬度l2優(yōu)化

通過有限元仿真軟件，運用瞬態(tài)求解分析法，分別得到平均轉矩、轉矩脈動和齒槽轉矩隨上底邊寬度參數(shù)的變化趨勢。方便起見，引入系數(shù)λ=上底邊寬度l2/下底邊寬度l1，當λ=1時，即永磁體為矩形。

圖3為λ變化時電動機的轉矩性能仿真結果。從圖3（a）可以看出，隨著系數(shù)λ的增加，電動機平均轉矩增大，齒槽轉矩先較小后增大隨后又減小，轉矩脈動隨之增大。由此可以看出，在確定永磁體尺寸時，應當在滿足加工誤差及裝配工藝的前提下，綜合考慮電動機輸出轉矩和轉矩脈動的要求，從而確定λ的取值。根據(jù)以上分析綜合考慮，本文λ取值為0.86。

（a） 平均轉矩隨λ變化曲線

（b） 齒槽轉矩隨λ變化曲線

（c） 轉矩脈動隨λ變化曲線

圖3 系數(shù)λ對電動機轉矩的影響規(guī)律

2.3 轉子表面結構優(yōu)化

為了減小電動機轉矩脈動，需要對電動機轉子表面進一步優(yōu)化。通過在轉子表面開凸槽來改善氣隙磁場和電動勢波形，轉子表面開凸槽電動機模型如圖4（a）所示。圖4（b）為轉子外圓表面優(yōu)化示意圖，在優(yōu)化后的轉子外圓采用非等徑結構，優(yōu)化前與優(yōu)化后的距離設為h，不同的優(yōu)化參數(shù)h對氣隙磁場、電動勢波形和平均轉矩、轉矩脈動都會產(chǎn)生影響。

（a） 電動機結構圖

（b） 轉子外圓表面優(yōu)化示意圖

圖4 轉子表面優(yōu)化示意圖

為了進一步研究轉矩隨h的變化規(guī)律，本文分別對平均轉矩、齒槽轉矩和轉矩脈動進行仿真分析。圖5為轉矩隨h的變化曲線。圖5（a）為平均轉矩隨h變化曲線，平均轉矩隨著h的增大逐漸減小。圖5（b）為齒槽轉矩隨h的變化曲線，隨著h的增大齒槽轉矩呈減小趨勢，當h=0.2 mm時的齒槽轉矩達到最小值。圖5（c）為電動機轉矩脈動隨h的變化曲線，隨著h的增大，電動機的轉矩脈動先減小后增大，當h=0.3 mm時，轉矩脈動達到最小，為5.9%。

（a） 平均轉矩隨h變化曲線

（b） 齒槽轉矩隨h變化曲線

（c） 轉矩脈動隨h變化曲線

圖5 轉矩性能變化曲線

根據(jù)以上分析，對優(yōu)化前轉子h=0的結構和優(yōu)化后轉子h=0.2 mm的結構分別進行氣隙磁密及空載反電動勢分析。當h=0時，氣隙磁密基波幅值為1.1 T，氣隙磁密畸變率為11.93%；當h=0.2 mm結構時，氣隙磁密基波幅值為1.08 T，氣隙磁密畸變率為7.3%，與h=0相比，減小了4.63%。本文針對h=0.2 mm的電動機轉子結構進行空載反電動勢分析。圖6（a）為優(yōu)化前和優(yōu)化后轉子結構下空載反電動勢波形圖，圖6（b）為空載反電動勢的傅里葉分析。從圖6中可以看出，h=0.2 mm空載反電動勢的畸變率為11.3%，較h=0時的畸變率13.61%減小了2.3%， h=0.2 mm時的空載反電動勢波形更加接近正弦。因此，通過在轉子表面開凸槽可有效改善氣隙磁場和反電動勢波形。

（a） 空載反電勢波形

（b） 空載反電勢傅里葉分析

圖6 優(yōu)化前后空載反電動勢仿真對比

3 樣機實驗

切向內置式轉子結構如圖7所示。圖8為樣機實驗平臺。測試實驗平臺所使用的儀器設備包括：示波器、原動機電動機驅動控制系統(tǒng)、直流電源、實驗樣機、制動器等。通過控制器控制原動機的轉速，由原動機帶動樣機旋轉發(fā)電，示波器所檢測得到的三相電壓波形即為空載反電動勢波形。

圖7 轉子及樣機

圖8 實驗平臺

樣機的空載反電動勢波形如圖9所示。由實驗結果可得，當電動機轉速為2400r/min和6000r/min時，三相空載相反電動勢幅值分別為4.78 V和12.00 V，同樣工況下的仿真結果為4.99 V和12.49 V，誤差為4%。主要是由于電動機各個部件的加工誤差如定子、轉子、永磁體及裝配誤差等原因導致。

（a） 200 Hz下的反電動勢波形

（b） 500 Hz下的反電動勢波形

圖9 空載反電動勢實驗波形

本文實驗樣機的轉矩較小，由于實驗環(huán)境和測試設備的限制，無法測得較精確的電動機轉矩波形和轉矩脈動。為了驗證樣機設計的正確性，本文進行了電動機額定負載下的轉速測試。圖10為電動機在額定負載情況下的轉速測試曲線。由圖10中可以看出，給定轉速為±5 000 r/min及±7 000 r/min時，電動機能在額定負載下較好地跟蹤轉速給定值，轉速平穩(wěn)。

（a） 5 000 r/min轉速響應曲線

（b） 7 000 r/min轉速響應曲線

圖10 額定負載下電動機轉速波形

4 結 語

本文針對高速小功率永磁電動機，為簡化電動機生產(chǎn)工藝，提出了一種基于梯形永磁體的切向內置式轉子結構。根據(jù)有限元仿真結果分析可知，在確定永磁體參數(shù)時，要綜合考慮輸出轉矩、轉矩脈動、加工工藝及誤差的影響；并通過轉子外表面優(yōu)化可以進一步減小電動機的轉矩脈動。研究結果表明，在轉矩性能下降較小情況下，新型電動機轉子結構可大幅簡化轉子工藝及成本，為該類型電動機的優(yōu)化設計提供了一定的工程設計經(jīng)驗和參考。

審核編輯：郭婷