混合充磁式磁通切换电机转子齿数的影响研究

2016-12-20彭小平凌双明

微特电机 2016年7期

关键词：充磁齿数反电动势

彭小平，凌双明

(1.长沙航空职业技术学院，长沙 410124；2.湖南大学，长沙 410082)

混合充磁式磁通切换电机转子齿数的影响研究

彭小平1,2，凌双明1

(1.长沙航空职业技术学院，长沙 410124；2.湖南大学，长沙 410082)

提出了一种混合充磁的新型磁通切换电机，以12/10型磁通切换电机为研究对象，分析混合充磁磁通切换电机的工作原理。针对反电动势中谐波含量大的问题，分析了不同转子齿数对电机的影响。根据转子位置分析12/10型和12/11型磁通切换电机的磁链特性，建立了12/10型和12/11型电机的有限元模型，并对电机的磁链和反电动势进行分析和验证。分析结果表明，转子齿数不同对混合充磁式磁通切换电机的谐波特性和功率密度产生重要影响；其次，转子齿数不同时，电枢绕组的排列方式存在差异。

混合充磁；磁通切换；转子齿数；谐波特性

0 引言

永磁电机与电励磁式电机相比，结构简单，运行可靠性高，维护成本相对较低。永磁体提供磁动势使得永磁电机的功率密度比传统电励磁电机的功率密度高。同时，永磁电机没有励磁绕组，可以有效减小电机的铜耗[1]。因此，永磁电机在工业各个领域有着广泛的应用[2-3]。现有永磁电机多采用转子永磁式结构，将永磁体贴于转子表面或内嵌于转子中提供旋转磁场。根据不同的应用场合决定永磁体的放置方式。由于转子式永磁结构使永磁体处于运动状态，导致永磁体对转子有较大的离心力，这对永磁体的安装和固定提出了更高的要求；其次，转子旋转过程中温升过高，对永磁体的工作造成影响，严重时会使得永磁体发生不可逆退磁。

磁通切换电机可以解决传统永磁电机存在的问题。其永磁体和电枢绕组均置于定子侧，避免了转子离心力和温升过高对永磁体造成的影响。磁通切换电机的聚磁效应使其功率密度比普通永磁电机功率密度高，在电动汽车和航空等领域有着较好的应用前景[4-8]。本文在传统磁通切换电机的基础上，提出一种新型的混合充磁的磁通切换电机，并分析了不同转子齿数对磁链和反电动势的影响。为便于比较，以12/10型和12/11型混合充磁式磁通切换电机为研究对象。

1 拓扑结构和运行原理

在没有径向充磁永磁体时，电机为传统径向结构的磁通切换电机，其定子及定子中的磁路如图2所示。图2中的切向磁路即为磁通切换电机定子侧的主磁路。由于U形定子轭外部漏磁的存在，使得电枢绕组匝链的主磁链减少，其感应电动势也会相应减小。

图1 电机定子侧的拓扑结构

图2 U形定子侧磁通路径

本文所提的混合充磁式磁通切换电机的定子侧中的磁通路径如图3(a)所示，电机的磁力线分布如图3(b)所示。其中切向磁路由切向充磁永磁体产生，是混合充磁式磁通切换电机的主磁路；径向磁路由径向永磁体产生，作为辅助磁路，主要有两个作用：一是可以在一定程度上减小定子外侧的漏磁通，使切向充磁的永磁体得以充分利用；二是切向磁路的存在增加U形定子轭中的磁通密度，进而U形定子齿中与电枢绕组匝链的磁链增加。

(a)定子侧磁路(b)磁力线分布

图3 混合充磁式电机定子侧磁路和磁力线分布

2 磁链分析

为研究转子齿数对混合充磁式磁通切换电机谐波特性的影响，本节选择12/10型和12/11型电机为研究对象，对比分析转子齿数对磁链和反电动势的影响。本文的分析对象混合充磁式磁通切换电机为双凸极结构，转子齿与定子齿之间的相对位置大概可以分为三种：转子齿与定子齿正对；转子齿与定子槽正对；转子齿与定子齿非正对。对于U形定子槽而言，转子齿与定子齿正对时，对应电枢绕组匝链的磁通为零；转子齿与定子槽正对时，且转子齿宽度小于槽口宽度时，对应电枢绕组匝链的磁通也为零；转子齿与定子齿非正对时，对应电枢绕组匝链的磁通可正可负，其方向取决于对应永磁体的充磁方向。

图4为12/10型磁通切换电机的转子对应的不同位置。通过对图4中转子位置变化的观察发现，绕组A1和绕组A3与转子的位置关系一直保持着同步，即与绕组A1和绕组A3交匝的磁链始终是同相位变化的。

(a)θ=0°(b)θ=7.5°

(c)θ=15°(d)θ=22.5°

(e) θ=30°图4 12/10型磁通切换电机转子位置

图5为12/11型磁通切换电机的转子对应的不同位置。图5(a)中转子位置θ=0°时，绕组A1和绕组A3与转子的位置不一致，在转子位置θ=7.5°时，假设图5(b)中绕组A1匝链的磁通方向是从定子侧穿出进入转子侧，对应绕组A3匝链的磁通方向则是从转子侧穿出进入定子侧，说明绕组A1与绕组A3匝链的磁链的方向相反。在图5(c)、(d)、(e)中转子与定子的相对位置变化时，分析绕组A1和绕组A3交匝的磁链，发现绕组A1和绕组A3交匝的磁链始终是反方向的，即绕组A1和绕组A3匝链的磁链的相位差为180°。

(a)θ=0°(b)θ=7.5°

(c)θ=15°(d)θ=22.5°

(e) θ=30°图5 12/11型磁通切换电机转子位置

3 有限元分析

分别建立12/10型和12/11型磁通切换电机的有限元模型如图4和图5所示，提取A相四个绕组的磁链和反电动势作对比分析，进一步阐述转子齿数对混合充磁式磁通切换电机的影响。

3.1 永磁磁链

1.2.4 白及无菌苗的增殖以MS培养基为基础培养基，采用L9（34）正交试验研究3种对植物生长发育有重要作用的植物生长调节剂：6-BA、萘乙酸（NAA）、激动素（KT）对白及无菌苗增殖的影响，正交试验各因素及水平见表2。每种处理接种10瓶，每瓶接种3株2 cm左右的种子萌发无菌幼苗（切除根），分别于光照培养室及暗培养室培养。

在有限元计算基础上，分别提取绕组A1，A2，A3，A4的磁链波形。12/10型磁通切换电机的磁链波形如图6所示。从图6中可以发现，绕组A1和绕

(a)A1A3磁链(b)A2A4磁链

组A3磁链的符号相同，绕组A2和绕组A4磁链的符号相同。通过前面对磁链的分析可知，绕组A1和绕组A3的合成磁链ψ13是两者磁链ψ1和ψ3之和，绕组A1和绕组A3磁链中的谐波成分和相位相同，使得磁链ψ1和ψ3的谐波成分叠加累积到合成磁链中。同理，绕组A2和绕组A4磁链中的谐波次数和相位相同，使得磁链ψ2和ψ4的谐波成分叠加累积到合成磁链ψ24中。合成磁链ψ13与合成磁链ψ24的正弦度都较差，合成磁链ψ13与合成磁链ψ24中谐波的次数虽然相同，但ψ13与ψ24的合成磁链ψA的谐波成分几乎为零，说明绕组A13和绕组A24中的谐波相互抵消，表明绕组A13和绕组A24有较好的互补性。

12/11型磁通切换电机的磁链波形如图7所示。从图7中的磁链波形可以发现，绕组A1和绕组A3磁链的符号相反，两者之间的相位差为180°，绕组A1和绕组A3的合成磁链ψ13是两者磁链ψ1和ψ3之差；绕组A2和绕组A4磁链的相位差也为180°，绕组A2和绕组A4的合成磁链ψ24是两者磁链ψ2和ψ4之差。由于绕组A1和绕组A3磁链中的谐波成分相同，但两者磁链的相位差为180°，使得磁链ψ1和ψ3的谐波成分相互抵消，其合成磁链ψ13的正弦度很高。同理，绕组A2的磁链ψ2和绕组A4的磁链ψ4由于相位差180°，使合成磁链ψ24的正弦度很高。

(a)A1A3磁链(b)A2A4磁链

通过对12/10型和12/11型混合充磁式磁通切换电机磁链极性的比较，可以发现转子齿数由11变为10以后，绕组之间磁链的极性发生了变化。12/10型电机中，绕组A1和绕组A3不具有互补性，绕组A2和绕组A4也不具有互补性，但绕组A1和绕组A3的合成绕组A13与绕组A2和绕组A4的合成绕组A24具有互补性。12/11型电机中，绕组A1和绕组A3具有互补性，绕组A2和绕组A4具有互补性，绕组A1和绕组A3的合成绕组A13与绕组A2和绕组A4的合成绕组A24同样具有互补性。

通过对12/10型和12/11型混合充磁式磁通切换电机磁链正弦度的比较，发现12/11型电机的磁链中谐波含量较少，磁链波形的正弦度较高，表明转子齿数的改变对电机的谐波特性有重大影响。同时，12/11型电机的磁链幅值比12/10型电机的磁链幅值要低，其主要原因是12/11型电机中绕组A13的合成磁链ψ13和绕组A24合成磁链ψ24之间相位差90°，无法保证合成磁链ψ13和合成磁链ψ24的最大值在相同位置出现。

3.2 反电动势

12/10型磁通切换电机的反电动势波形如图8所示。绕组A1和绕组A3的反电动势波形基本重合，绕组A2和绕组A4的反电动势波形也基本重合。绕组A1和绕组A3的反电动势e1和e3的谐波含量较大，主要是因为磁链中的谐波成分较多造成的。绕组A1和绕组A3的合成反电动势e13是两个绕组的反电动势e1和e3同相位叠加的结果，合成反电动势e13严重畸变主要是因为12/10型电机中绕组A1和绕组A3不具有互补性，使得反电动势e1和e3的谐波成分叠加累积到合成反电动势e13中；同理，反电动势e2和e4的谐波成分叠加累积到合成反电动势e24中，导致合成反电动势e13与合成反电动势e24的正弦度都较差，合成反电动势e13与合成反电动势e24中谐波的次数虽然相同，但e13与e24的合成使得反电动势中偶数次谐波相互抵消，奇数次谐波相互叠加，所得A相合成反电动势eA的谐波含量大幅减小，表明绕组A13和绕组A24有较好的互补性。

(a)A1A3反电动势(b)A2A4反电动势

12/11型磁通切换电机的反电动势波形如图9所示。绕组A1和绕组A3反电动势的相位差为180°，绕组A2和绕组A4反电动势波的相位差也为180°，使得反电动势e1与e3、反电动势e2和e4的符号相反。绕组A1和绕组A3的反电动势e1和e3的谐波含量较大，其合成反电动势e13的谐波含量大幅度减少，表明反电动势e1和e3的合成使得谐波含量较大的二次谐波相互抵消，表明12/11型电机中绕组A1和绕组A3具有较好的互补性。同理，反电动势e2和e4的谐波成分在合成过程中相互抵消，导致合成反电动势e13与合成反电动势e24的正弦度较高。合成反电动势e13与合成反电动势e24中谐波成分的锐减使所得A相合成反电动势的谐波含量大幅减小，表明绕组A13和绕组A24有较好的互补性。12/11型磁通切换电机的三相反电动势波形如图10所示，计算结果表明转子齿数的变化对电枢绕组的三相对称性没有影响。

(a)A1A3反电动势(b)A2A4反电动势

图10 12/11型电机的三相反电动势波形

4 结语

本文提出了一种混合充磁式磁通切换电机，分析了其拓扑结构的特征，基于有限元计算方法对比分析了12/10型和12/11型电机的磁链和反电动势，得到如下结论：

1)混合充磁式磁通切换电机的绕组结构具有互补性；

2)转子齿数的变化会改变一相电枢绕组中各个绕组的相位差，改变了磁链中各次谐波之间的相位差，进而对电机的谐波特性造成影响；

3)转子齿数的变化会导致一相电枢绕组匝链的磁链幅值变化，进而影响电机的功率密度；

4)为了充分利用磁通切换电机绕组的互补性，转子齿数改变时，电枢绕组的排列方式也需要作适当调整。

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Research on the Influence of Different Numbers of Rotor Poles on Flux Switching Machines with Hybrid Magnetization

PENGXiao-ping1,2，LINGShuang-ming1

(1.Changsha Aviation Vocational and Technical College，Changsha 410124，China；2.Hunan University，Changsha 410082， China)

A novel magnetic flux switching machine with hybrid magnetization was proposed; the model of 12/10 pole magnetic flux switching machine was studied to analyze the hybrid magnetization's working principle. The influence of different numbers of rotor poles on magnetic flux switching machine was analyzed for the problem that there was great harmonic in back-EMF. The flux linkage characteristic of 12/10 pole and 12/11 pole magnetic flux switching machine were analyzed with the positions of rotor, the finite element model of 12/10 pole and 12/11 pole magnetic flux switching machine were established. The magnetic flux linkage and back-EMF were analyzed and the result was verified to be correct. Calculation results show that different numbers of rotor teeth has great influence on magnetic flux switching machine's harmonic characteristics and power density; the arrangement of armature winding is different when the number of rotor teeth is different.

hybrid magnetization; flux switching; numbers of rotor teeth; harmonic characteristic

2016-03-28

TM34

1004-7018(2016)07-0021-05

彭小平(1978-)，男，讲师，主要研究方向为电气自动化及计算机控制。