切向內置式高速永磁電動機轉子結構優化研究

王曉光,趙 萌,文益雪,向紅斌,王現立

(1.佛山登奇伺服科技有限公司，佛山 528000；2.湖北工業大學，武漢 430068)

0 引 言

隨著智能化程度的提高及智能裝備的發展，永磁電動機以其結構簡單、性能穩定、體積小等特點，正被越來越多地用在自動化執行機構中。對永磁電動機功率密度有著更高的要求，所以小功率高速電動機得到廣泛的應用。

針對小功率高速永磁電動機的應用場合，分數槽集中繞組電動機可以有效地降低定子繞組端部，且具有槽滿率高、齒槽轉矩低以及良好的弱磁能力等諸多優點，得到了廣泛的研究和應用。文獻[1]對集中繞組的繞組系數、轉子渦流損耗進行了研究。文獻[2]對永磁電動機不同極數槽數、繞組層數等電動機結構方案進行了比較，得到了雙層繞組結構下電動機的轉矩脈動較小、電動機效率更高。文獻[3]針對高速永磁電動機，提出了采用研究埋入式的轉子結構，并對轉子損耗進行了分析。文獻[4]為了降低電動機定子的加工工藝，提出采用鐵心分塊式、集中繞組的方案，實驗表明該結構可以有效減小繞組端部長度、提高轉矩密度。文獻[5]針對無刷永磁電動機的應用情況，對比分析了幾種拼塊結構對電動機的影響。

以上研究文獻表明，分數槽集中繞組電動機在降低電動機成本、提高電動機功率密度等方面具有一定的優勢。但是小功率電動機的轉子空間有限，較難做成多極對數的轉子結構。與表面式永磁電動機相比，切向插入式的轉子結構較容易做成多極對數，更適合采用分數槽集中繞組的方案。而采用傳統的切向永磁轉子結構，轉子鐵心的加工工藝或轉子整體的裝配工藝較復雜，導致大批量生產效率較低。

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化，詳細分析了相關轉子結構參數對電動機轉矩脈動和平均轉矩的影響規律，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

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對電動機性能的影響規律。電動機參數如表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

參數數值參數數值額定功率P/W55額定轉速n/(r·min-1)7 000額定電壓u/V24定轉子鐵心材料DW310極槽配合10/12永磁體材料N38UH定子內徑Φsi/mm24.2定子鐵心外徑Φso/mm46鐵心長度lFe/mm18額定轉矩T/(mN·m)75

電動機采用分數槽集中繞組方案，電動機定子采用分塊拼接的結構方式，可以方便地實現自動化嵌線工藝、降低生產及加工成本。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 切向式轉子結構優化

對電動機轉子結構的優化，分為永磁體結構參數和轉子表面結構參數優化兩個部分。永磁體結構參數包括下底邊寬度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，永磁體的高度已經確定，不再作為優化參數。

2.1 確定永磁體下底邊寬度l1

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。

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優化

通過有限元仿真軟件，運用瞬態求解分析法，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的變化趨勢。方便起見，引入系數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

2.3 轉子表面結構優化

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)為轉子外圓表面優化示意圖，在優化后的轉子外圓采用非等徑結構，優化前與優化后的距離設為h，不同的優化參數h對氣隙磁場、電動勢波形和平均轉矩、轉矩脈動都會產生影響。

(a) 電動機結構圖

(b) 轉子外圓表面優化示意圖

為了進一步研究轉矩隨h的變化規律，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

根據以上分析，對優化前轉子h=0的結構和優化后轉子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)為優化前和優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

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、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。

(b) 500 Hz下的反電動勢波形

本文實驗樣機的轉矩較小，由于實驗環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。

(a) 5 000 r/min轉速響應曲線

(b) 7 000 r/min轉速響應曲線

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。根據有限元仿真結果分析可知，在確定永磁體參數時，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化設計提供了一定的工程設計經驗和參考。