釤鐵氮永磁轉子在無刷直流電動機的應用與研究

孔佳元

(九陽股份有限公司, 杭州 310018)

0 引 言

小型直流無刷電機因為其高效、低噪聲、智能可控的特性,被廣泛應用于安裝尺寸受限的便攜式家用電器及家政機器人領域。為了實現小體積大扭矩輸出,多采用轉速較高的內轉子電機搭配減速箱,應用多極環狀的粘接釹鐵硼永磁轉子,以滿足高性能輸出。為了減小稀土用量,設計上追求較薄的磁鋼厚度。而內轉子多極磁環,多采用基于Halbach陣列原理的外充(外向聚磁,外環提供氣隙磁場),磁力線在內環實現自傳導[1-2]。當磁環厚度過薄時,磁鋼內部流經磁通的截面小,容易磁飽和而漏磁,需要設置導磁背軛牽引外溢的漏磁。各向異性的粘接釹鐵硼磁粉工藝難度大,產量小價格高。行業普遍應用快淬法生產的各向同性的粘接釹鐵硼磁粉[3-4],采用模壓成型工藝增加磁粉占比以提升性能。工藝上需要先壓制成釹鐵硼粘接磁環,充磁完成后再與電機轉子組件壓裝。模壓工藝會造成磁環軸向壓制的壓力分布不均,造成磁粉分布密度兩頭大中間小,軸向磁場強度存在較大差異[5]。新一代稀土永磁材料釤鐵氮(SmFeN)與釹鐵硼相比具有相近的飽和磁化強度和矯頑力,稀土成分為相對過剩的金屬釤。目前釤鐵氮材料在國內已完成低成本產業化,采用注射成型工藝制備粘接磁體,更可以與鐵氧體磁粉配比,形成高性價比的復合磁體[6]。但作為新一代的稀土永磁材料,國內電機領域內對其的應用研究尚在起步階段,鮮見相關的應用研究文獻。

本文以應用在掃地機器人上的某型號直流無刷電機為研究對象,開展釤鐵氮多極磁環的替代應用與研究,基于Maxwell 2D平臺,進行釤鐵氮等效方案和取消導磁背軛的優化方案設計,最后通過樣機進行對比測試驗證。

1 模型建立

1.1 電機的主要技術參數

本文的研究對象是一款6槽8極內轉子無刷直流電動機,仿真結構模型如圖1所示。轉子鐵心作為結構件支撐轉子磁環,并作為導磁背軛與磁環形成磁路。轉子磁環采用基于Halbach陣列原理的外充(外向聚磁,外環提供氣隙磁場)。原機結構尺寸參數如表1所示。

圖1 仿真模型示意

表1 原機主要性能參數

1.2 Halbach磁化磁環模型

Halbach磁化分為環形整體式和分塊陣列拼裝式[7],本文的永磁轉子是環形整體式,氣隙磁場呈現類正弦性。根據永磁體提供氣隙磁場的方向,進一步可分為外向聚磁型和內向聚磁型。理想Halbach磁化矢量M極坐標(er,eθ)下的數學模型如下[8]:

θm=(1±p)θi

(1)

M=M0cos(pθi)er?M0sin(pθi)eθ

(2)

式中:θi為磁體磁化位置的中心線與θ=0的夾角;er為徑向單位矢量;eθ為圓周切向單位矢量;p為電機極對數;M0為磁化強度,數值上等于材料剩磁與相對磁導率的比值;?中的+代表內向聚磁型,- 代表外向聚磁型。

內轉子磁環向外側提供氣隙磁場,本文是外向聚磁型的4對極的Halbach磁環。在Maxwell 2D內的柱坐標磁化設置:R方向為cos(4*phi), phi 方向為-sin (4*phi) , phi是軟件自定義的角度參數。外向聚磁8極Halbach磁環模型的磁力線分布如圖2所示,磁力線幾乎完全從磁環內部流經閉合。

圖2 Halbach磁環模型磁力線分布

2 SmFeN磁環替代方案設計

SmFeN磁環為各向異性粘接磁體,成型工藝為注射成型,轉軸和轉子鐵心組件可作為模內鑲件。在成型過程中,同步由模具內置的取向磁場完成磁粉取向[9]。理想Halbach磁化的表磁曲線為正弦波,但由于導磁背軛的存在,最終成品的表磁曲線波形可能會發生變化。而原機模壓釹鐵硼方案為磁環磁化后再裝配,磁化時不受導磁背軛影響,表磁曲線為正弦波形。且磁鋼表磁還與本身尺寸息息相關,僅通過不同尺寸方案樣品的實測表磁曲線還無法可靠比對性能。本文根據原機結構參數在Maxwell 2D中建模,通過電磁仿真進行替代方案設計,再開模打樣進行樣品驗證。

2.1 同尺寸等效方案

原機模壓釹鐵硼磁鋼受模壓工藝限制,磁粉分布密度兩頭大中間小,中部磁場最小端部最大,需要綜合考慮。橫店東磁生產的SmFeN與原機BNP-6粘接釹鐵硼磁能積接近,其牌號、參數如表2所示。

表2 SmFeN 牌號參數

對距離永磁轉子模型表面0.1 mm處的位置(模擬磁場分布測試儀的探頭位置)進行不同牌號的表磁曲線仿真,仿真值與原機實測值比對結果如表3所示。在DMSC260仿真時,表磁開始大于原機中部表磁,且與端部表磁接近,作為同結構尺寸的等效方案,DMSC260仿真表磁波形如圖3所示。

表3 表磁峰值對比

圖3 DMSC260仿真表磁曲線

2.2 優化方案設計

Halbach磁化磁環具有磁力線自屏蔽的特性,理論上恰當的磁環厚度可以取消導磁背軛,簡化結構和裝配工序。文獻[10]構建了Halbach磁化內轉子磁環的磁路模型及氣隙磁場的理論計算公式,并給出了假定相對磁導率為1時導磁背軛對氣隙磁場的影響計算公式:

(3)

式中:p為極對數;Rr為磁環內環半徑;Rs為定子鐵心內環半徑。

顯然,在定轉子氣隙尺寸固定的情況下,導磁背軛的增磁程度取決于極對數和磁環內徑的大小。

無刷直流電動機為集中式繞組,相反電動勢波形反映了氣隙磁密波形[11],本文通過單相繞組的空載反電動勢來表征氣隙磁場強度變化,利用Maxwell 2D模型(疊厚34 mm,不考慮磁鋼端部外延部分的增磁)進行仿真求解。等效方案有/無導磁背軛的空載反電動勢波形如圖4所示,導磁背軛增磁18.3%,對性能的影響程度還很大。進一步改變磁環厚度h,磁環內環半徑Rr由初始的7.6 mm每隔0.5 mm減小到5.6 mm 進行仿真對比,不同磁環厚度方案的反電動勢峰值如圖5所示。磁環厚度越大,增磁幅度越小,磁環厚度h為4 mm時增磁幅度2.61%,取消導磁背軛對磁鋼性能的影響已經很小。

圖4 等效方案空載反電動勢波形

圖5 不同磁環厚度方案反電動勢峰值

根據式(3),得到μr=1簡化計算的理論增磁幅度,與μr=1.25的釤鐵氮磁鋼仿真結果對比,如表4所示。理論模型計算趨勢與仿真模型一致,隨著磁環厚度的增加,理論計算值與仿真值結果越接近,式(3)的計算公式在工程實施中可以便捷地估算出適宜的無導磁背軛尺寸方案。

表4 導磁背軛理論及仿真增磁幅度

優化方案期望取消導磁背軛來簡化裝配。轉軸與設計磁環之間的尺寸空間先以PA、PPS類基材注塑填充成轉子組件,整體作為模內鑲件再二次注射成型釤鐵氮磁環。從根源上規避了因磁環與硅鋼片的熱膨脹系數差異大而導致的開裂風險。根據表4的數據,初選無導磁背軛的尺寸方案,再調整磁鋼牌號進行反電動勢仿真。表5給出了不同優化方案與等效方案的仿真對比數據,磁環內徑在4 mm時采用DMSC240牌號的反電動勢幅值為7.853 V與等效方案的7.811 V接近,且磁環與轉子直接固連,可直接一次注射成型,工藝最簡,整體成本最優,作為最終的優化方案。

表5 不同方案反電動勢幅值

3 樣機與實驗

3.1 永磁轉子表磁測試

根據上述的SmFeN等效方案及無導磁背軛優化方案,分別設計了2款SmFeN永磁轉子, 其中磁鋼軸向長度和外延端部尺寸與原機保持一致,樣品如圖6所示。等效方案磁環中部和端部厚度都是2 mm,中部含導磁硅鋼片;優化方案磁環端部厚度2 mm, 中部厚5.6 mm,直接與轉軸固連。

圖6 SmFeN永磁轉子

采用磁場分布測試儀對轉子磁環樣品的表面磁通密度分布進行測量,圖7為測量部位示意及對應表磁曲線。等效方案中部表磁曲線與端部表磁絕大部分重疊,但在峰谷附加發生削頂現象。這是由于釤鐵氮為各向異性磁體,注射成型過程中同步在取向磁場中進行取向。等效方案磁環厚度薄磁通截面小,在取向時局部磁飽和,外溢的磁化磁力線會沿著磁阻最小的方向閉合。外溢的磁化磁力線受到磁導率更大的導磁背軛牽引,造成局部磁粉偏離設定的Halbach磁化取向路徑,充磁后磁力線徑向分量發生變化,而表磁表征的是磁感應強度圓周徑向分量。等效方案中部表磁在削頂前都與端部表磁重疊,表明取向磁化時磁環內部磁力線外溢前的區域,導磁背軛不會影響磁粉取向,磁力線的路徑不變。進一步由于永磁轉子組件在取向磁化和置入電機閉路時的磁路組件相同,可以推測兩者在磁鋼磁飽和區域的外溢磁力線閉合路徑相同,即含導磁背軛會影響取向磁化,導致表磁曲線發生變化;但不會影響磁鋼在電機閉合磁路下的工作磁通。

圖7 表磁測量位置及表磁曲線

表6對比分析了不同方案端部和中部的實測表磁與對應仿真數據。在沒有導磁背軛影響的等效轉子端部、優化轉子中部、優化轉子端部,實測表磁值大體都為理論仿真值85%。表明實際的充磁效果受限于分塊式取向磁場及充磁工藝限制,與Halbach理想磁化效果仍有一定差距,結果可作為后續設計應用的經驗依據。

表6 實測與仿真表磁對比

3.2 樣機實驗

圖8為測試樣機。采用同一個定子組件(繞組參數φ0.5 mm×29 mm),更換轉子組件進行空載測試與3.92×10-2N·m負載測試,測試結果如表7所示。通過空載轉速來估算不同轉子的磁性能差異。實測結果中優化方案的空載轉速比等效方案高,這是因為磁鋼端部外延部分的磁場比等效方案低,拉低了整體磁通量。等效方案的空載轉速比原機高約10%,表明等效方案的轉子工作磁通比原機低10%左右,這與前述的轉子實際表磁約是理想仿真值85%的結果相近。驗證了含導磁背軛會影響取向磁化,表磁曲線發生變化;但不會影響磁鋼在電機閉合磁路下的工作磁通的猜想。

圖8 測試樣機

表7 同定子繞組性能對比

根據空載轉速數據,微調定子繞組參數至空載轉速接近,再進行3.92×10-2N·m負載測試。結果如表8所示。調整繞組參數后,釤鐵氮優化轉子方案的空載和負載轉速都與原機接近,電機輸出性能相近。制造工藝簡化,成本下降且轉子質量下降28%,有利于轉子的輕量化及動平衡。

表8 調整繞組后性能對比

4 結 語

本文以某型號直流無刷電機為研究對象,開展釤鐵氮多極轉子的替代應用與研究。基于Maxwell 2D平臺構建仿真模型,進行釤鐵氮材料替代方案的設計,通過表磁仿真求解得到等效方案。引入Halbach磁化的內轉子磁環理論模型公式來估算無導磁背軛的優化方案尺寸,通過仿真數據及理論值的比較驗證了理論計算模型公式可以便捷估算無導磁背軛尺寸方案的工程意義。通過不同方案的空載反動電勢的仿真對比,得到取消導磁背軛的最終優化方案。

通過永磁轉子樣品表磁的實測數據與仿真數據對比,發現Halbach磁化磁環的實際充磁效果受限于分塊式取向磁場及充磁工藝,實測值大體僅為理想仿真值的85%,可作為經驗設計數據方便實際應用;通過分析等效方案轉子的中部表磁曲線相比端部表磁呈現正弦波削頂的現象,發現磁環與導磁背軛直接接觸的狀態,在磁化磁飽和時會影響各向異性的釤鐵氮磁粉磁化取向,磁環內部磁力線飽和外溢前的區域則沒有影響。

由于永磁轉子組件在取向磁化和置入電機閉路時的磁路組件相同,推測兩者在磁鋼磁飽和時外溢的磁力線閉合路徑相同。即含導磁背軛會影響取向磁化,表磁曲線發生變化;但不會影響磁鋼在電機閉合磁路下的工作磁通,并通過樣機的空載轉速對比進行了驗證。

微調電機定子繞組參數后,優化方案樣機的空載和負載性能與原機相近,取消了導磁背軛簡化裝配工藝,且轉子質量整體下降28%,具備轉子輕量化優勢。所得結論和方法可在其他無刷電機上推廣釤鐵氮永磁轉子的替代應用。