史 炎
(西南交通大學,四川成都 610031)
電機與生具備發電機功能,在一定條件下,才具備電動機功能,電動機實現電能轉換成機械能,必須有方向不變的電磁力矩持續不斷地作用在轉子上,即磁場翻轉和電流換向同步進行。目前所有類型的旋轉電機以改變電流方向的方式保持電磁力矩轉向不變,有刷電機的換相靠機械控制器完成,無刷電機靠電子控制器實現,異步電機以滯后的感應電流實現。顯然,繞定軸旋轉的轉子需要輔助控制設備才能實現同步旋轉,而轉子作行星運動能同時兼顧磁場翻轉和電流換向。
依電磁感應定律,可推論出電流方向與磁極同步變化,則電磁力矩方向保持不變,永磁直流行星電機闡述的原理同樣適用于交流行星電機。圖1中轉子為永磁體2極,作行星運動,一邊繞自身中心旋轉,一邊繞定子中心O點公轉,與轉子配套的行星齒輪機構特征是公轉一周,自轉二圈;圖1示出了轉子運行的4個瞬時位置。定子繞組通直流電,分成4極,將定子劃分成 A、B、C、D 區域。
在圖1初始位置1,轉子N極對應定子繞組的電流流出紙外,轉子順時針自轉,磁場隨轉子邊自轉邊翻轉,同時轉子順時針公轉,N極對應整個A區,并逐漸遠離定子繞組。轉子跨過A、B區域分界線,S極逐漸接近定子繞組,此時轉子S極對應定子繞組的電流流向紙內,電磁力矩方向不變,到圖1位置2,S極中心位置對應B區中心。重復上述過程,轉子依次到達圖1位置3、4,并回到初始位置準備下次循環,此時轉子自轉了二圈。轉子自轉帶動磁場翻轉,公轉實現電流換向。
若轉子為8極,則配套的行星齒輪機構特征是公轉二周,自轉一圈。行星電機旋轉的必要條件是定子極對數是轉子極對數的整倍數或整倍數的倒數,轉子公轉方向取決于行星齒輪機構,定子磁極分界點是電機起動死點。

圖1 行星電機原理
轉子是行星輪的軸向延伸部分,其運行規律受控于行星齒輪機構,行星齒輪機構主要由行星輪、太陽輪、內齒圈及行星架組成。太陽輪、行星輪、內齒圈轉速不同,可以按需選取進行機械調速。行星電機結構中空的特點,使其可以同時擁有內、外二個定子繞組,二者一起使用或只用其中一個,內、外定子繞組采用串聯方式連接,視為同一組繞組。
定子和轉子的極對數比要與行星輪與太陽輪的齒數比相匹配,以Z1代表太陽輪齒數,Z2代表行星輪齒數,Z3代表內齒圈齒數,各齒輪齒數應滿足行星齒輪機構的幾何關系:

依據行星電機原理,定子極對數與轉子極對數關系是:
定子極對數 =轉子極對數×行星齒輪每轉自轉次數
圖2給出一個實例,能根據需要選擇輸出軸。圖2中,轉子極對數是2,太陽輪、行星輪和內齒圈齒數分別為 40、20、80,使用二組繞組。內齒圈固定時,轉子帶動行星輪旋轉,內齒圈輪齒給行星輪輪齒一個反作用力使得行星輪繞太陽輪旋轉,磁場隨轉子邊旋轉邊翻轉,轉子每自轉90°,磁場翻轉一次,電磁力矩方向不變,電機連續轉動,輸出軸為太陽輪、行星架。行星齒輪公轉一次自轉4次,對應的工作繞組將定子分成8對極。
太陽輪固定時,輸出軸為內齒圈、行星架。行星齒輪公轉一次自轉2次,對應的工作繞組將定子分成4對極。
圖2裝置當發電機使用時,可同時產生直流電和交流電。

圖2 單轉子行星電機結構
將圖2實例行星架設為主動輪,太陽輪、內齒圈浮動,則成為差速器,行星輪公轉一周,自轉一圈,則對應定子極對數是2,能在行星電機和差速電機之間按需切換。
單轉子行星電機存在起動死點,考察轉子一周的運動規律可知,在一個轉子處于死點位置時,至少能找到一個非死點位置安裝另一個轉子。理論上,雙轉子結構就能實現無死點驅動,但是這種結構往往是不對稱的,動平衡性能差,2個以上是最佳選擇。多轉子結構可考慮取消行星架或與行星架彈性連接,行星輪全部浮動,這樣各轉子受力均衡,力矩輸出平穩。采用多轉子結構不僅能克服驅動死點,也能成倍提高輸出功率。

圖3 多轉子行星電機結構
太陽輪直徑無窮大時,行星齒輪機構蛻變為齒輪齒條機構,轉子相對于齒條邊旋轉邊平移,圖4是單轉子永磁直線旋轉電機示意圖。轉子數量根據齒條長度靈活決定,前提是齒輪之間不產生運動干涉。

圖4 直線旋轉電機
上節所述電機在不同情況下繞組將定子分成16極、8極和4極,若是用三組繞組勢必增加材料、減少單槽有效導體數,通過對一個整繞組進行分割再重新組合能適應各種情況。
下面以外定子16槽為例,論述如何對繞組分割重組實現三合一的功能。如圖5(a)所示,將一個整繞組分割成4個緊湊繞組a和4個大跨繞組b,將8個繞組16個端頭全部接入多路轉換器上按需要連接成一個新繞組,各種繞組的連接方式如圖5(b)、圖5(c)、圖5(d)所示。多路轉換器工作時變換頻率極低,基本是常連接,也可以用機械式的。

圖5 繞組拓撲結構
行星電機無專門的換相控制器,轉子依附在行星輪上,利用一套機構同時完成二個毫不相干的任務,行星齒輪機構既是電磁換向控制者,又是目的執行者。行星發電機能直接產生變幅直流電,而行星電動機具有機電雙重調速功能,即電子控制器細調速和行星齒輪粗調速,機電聯合調速具有寬廣的調速范圍。
[1]張琛.直流無刷電動機原理及應用[M].北京:機械工業出版社,2004:6-22.
[2]夏長亮.無刷直流電機控制系統[M].北京:科學出版社,2009:1-12.
[3]張磊,瞿文龍,陸海峰,等.非理想反電勢無刷直流電機轉矩直接控制方法[J].清華大學學報:自然科學版,2007,47(10):1570-1573.
[4]高瑾,胡育文,黃文新,等.超空間矢量下無刷直流電機的直接轉矩控制[J].中國電機工程學報,2007,27(24):97 -101.
[5]夏長亮,張茂華,王迎發,等.永磁無刷直流電機直接轉矩控制[J].中國電機工程學報,2008,28(6):104 -109.
[6]Gao Jin,Hu Yuwen.Direct self- control for BLDC motor drives based on three - dimensional coordinate system[J].IEEE Trans.on Industrial Electronics,2010,57(8):2836 -2844.
[7]Kang S J,Sul S K.Direct torque control of brushless DC motor with nonideal trapezoidal back EMF[J].IEEE Trans.on Power Electronics,1995,10(6):796 -802.
[8]Liu Y,Zhu Z Q,Howe D.Direct torque control of brushless DC drives with reduced torque ripple[J].IEEE Trans.on Industry Applications,2005,41(2):599 -608.
[9]徐正.3K型輪系傳動研究[J].機械設計與制造,1994(6):48-50.
[10]段欽華,楊實如.具有公共行星輪的3K型行星傳動的設計方法[J].煤礦機械,2005(5):19-21.
[11]饒振綱.微型行星齒輪傳動的設計研究[J].傳動技術,2003,12(2):18-24.
[12]Lin J,Parker R G.Analytical characterization of the unique properties of planetary gear free vibration[J].ASME Journal of Vibration and Acoustics,1999,121(7):316 -321.
[13]LIN J,Parker R G.Planetary gear parametric instability caused by mesh stiffness vibration[J].Journal of Sound and Vibration,2002,249(1):129 -145.
[14]Ambarisha V K,Parker R G.Suppression of planet mode response in planetary gear dynamics through mesh phasing[J].ASME Journal of Vibration and Acoustics,2006,128(4):133 -142.
[15]王世宇.基于相位調諧的直齒行星齒輪傳動動力學理論與實驗研究[D].天津:天津大學,2005.