鮑曉華，劉謀志

(合肥工業(yè)大學(xué)，安徽合肥230009)

0 引 言

爪極電機(jī)由于制造簡(jiǎn)單、成本低而廣泛應(yīng)用于各種領(lǐng)域，特別是在汽車工業(yè)、新能源發(fā)電及國(guó)防科技領(lǐng)域得到日益廣泛的應(yīng)用［1］。隨著爪極電機(jī)功率密度的增加和環(huán)境要求質(zhì)量升級(jí)，準(zhǔn)確把握其電磁噪聲機(jī)理及控制技術(shù)倍受國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。

在電機(jī)相關(guān)電磁性能的研究中，氣隙磁導(dǎo)作為影響氣隙磁場(chǎng)和感應(yīng)電勢(shì)的關(guān)鍵因素，對(duì)其進(jìn)行準(zhǔn)確的求解一直都是電機(jī)設(shè)計(jì)及電磁性能優(yōu)化的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。文獻(xiàn)［2］在進(jìn)行永磁電機(jī)的空載磁場(chǎng)分布的計(jì)算時(shí)，著重針對(duì)開(kāi)槽的氣隙表面，應(yīng)用保角變換的槽幾何分析了開(kāi)槽對(duì)其氣隙磁導(dǎo)的影響，對(duì)永磁電機(jī)開(kāi)槽的氣隙磁導(dǎo)作出了比較全面的分析，保證了永磁電機(jī)電磁性能的進(jìn)一步分析更為精確;文獻(xiàn)［3］在考慮感應(yīng)電動(dòng)機(jī)磁路飽和時(shí)，針對(duì)其飽和模型的建模分析應(yīng)用氣隙磁導(dǎo)的變化來(lái)反應(yīng)模型磁路飽和的改變，并證明了該模型的有效性;文獻(xiàn)［4］針對(duì)電機(jī)電樞繞組內(nèi)部故障的分析中，考慮到可以應(yīng)用氣隙磁導(dǎo)模型分析計(jì)算其磁路的改變，對(duì)故障進(jìn)行模擬和分析。因此其中所建氣隙磁導(dǎo)模型的準(zhǔn)確性直接關(guān)系到對(duì)故障的反應(yīng)的準(zhǔn)確性;文獻(xiàn)［5－7］中針對(duì)表貼式永磁電機(jī)建模分析其氣隙磁導(dǎo)模型，在此基礎(chǔ)上分析了其氣隙磁場(chǎng)的分布，進(jìn)行了感應(yīng)電勢(shì)的計(jì)算，且討論了氣隙磁密分布對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩的影響。文獻(xiàn)［8］對(duì)凸極同步電機(jī)的非均勻氣隙進(jìn)行了氣隙磁導(dǎo)模型的分析與研究，推導(dǎo)了任意轉(zhuǎn)子機(jī)械角位移下氣隙磁導(dǎo)的計(jì)算方法。這些文獻(xiàn)的研究中，為了更加準(zhǔn)確地計(jì)算各種電機(jī)的氣隙磁場(chǎng)及與其相關(guān)的電磁性能，針對(duì)各種電機(jī)建立了相應(yīng)的氣隙磁導(dǎo)模型，對(duì)不同電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)在不同電機(jī)結(jié)構(gòu)時(shí)的分析計(jì)算作出了相應(yīng)的貢獻(xiàn)，使得相應(yīng)電機(jī)的氣隙磁場(chǎng)的分析計(jì)算更為準(zhǔn)確，為電機(jī)性能的提高與優(yōu)化提供了研究基礎(chǔ)。

通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，爪極以懸臂梁方式在電磁激振力、旋轉(zhuǎn)離心力復(fù)合作用下產(chǎn)生機(jī)械形變，進(jìn)而引起氣隙磁導(dǎo)的變化;爪極電機(jī)由于氣隙磁導(dǎo)的變化導(dǎo)致氣隙磁密和電磁激振力的脈動(dòng)，進(jìn)而引起定子軛按不同模態(tài)振動(dòng)是產(chǎn)生電磁噪聲的關(guān)鍵因素之一。在以往的汽車用爪極發(fā)電機(jī)的氣隙磁場(chǎng)的計(jì)算研究過(guò)程中，甚少有涉及到其氣隙磁導(dǎo)的分析計(jì)算，也一直認(rèn)為氣隙磁導(dǎo)在爪極電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中保持不變，這也是傳統(tǒng)電磁噪聲理論在爪極電機(jī)應(yīng)用上往往被忽視的關(guān)鍵問(wèn)題之一。隨著現(xiàn)代汽車對(duì)發(fā)電機(jī)性能要求越來(lái)越高，這顯然已經(jīng)不能滿足高性能汽車發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)與性能優(yōu)化?；诖?，本文將著重研究在電磁激振力、旋轉(zhuǎn)離心力復(fù)合作用下引起的氣隙磁導(dǎo)變化的分析建模，且分析計(jì)算由于氣隙磁導(dǎo)變化而導(dǎo)致的氣隙磁密波形脈動(dòng)對(duì)電機(jī)性能的影響。

1 汽車發(fā)電機(jī)變化氣隙磁導(dǎo)模型建立的基本電磁理論分析

由于汽車發(fā)電機(jī)是一種特殊結(jié)構(gòu)的凸極同步電機(jī)，因此基于汽車發(fā)電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)的求解可以參考傳統(tǒng)凸極同步電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)的求解方法?？紤]汽車發(fā)電機(jī)特殊的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，應(yīng)用有效合理的等效手段，顯然可以對(duì)汽車發(fā)電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)進(jìn)行比較精確的求解。與此同時(shí)，為汽車發(fā)電機(jī)的相關(guān)性能的提高和優(yōu)化提供更為科學(xué)的計(jì)算方法。

等效于傳統(tǒng)凸極同步電機(jī)，在汽車發(fā)電機(jī)中，當(dāng)A相繞組中通以正弦電流iA時(shí)，iA將產(chǎn)生正弦分布的脈振磁動(dòng)勢(shì)fA，其幅值FA位于A相繞組的軸線處:

應(yīng)用雙反應(yīng)理論，將fA分解為直軸分量fAd和交軸分量fAq，則直軸和交軸磁動(dòng)勢(shì)的幅值FAd和FAq應(yīng)分別為:

式中:α為轉(zhuǎn)子直軸與定子A相軸線間的夾角(以電角度記)。

電機(jī)中的氣隙磁導(dǎo)決定于定、轉(zhuǎn)子槽，定、轉(zhuǎn)子間的不同心度，定、轉(zhuǎn)子形狀不對(duì)稱及磁路的飽和情況。參考理想的凸極同步電機(jī)，以直軸作為坐標(biāo)原點(diǎn)時(shí)，在距離原點(diǎn)θ電角度處，單位面積的氣隙磁導(dǎo)λδ可以精確地表示:

式中:λδ0為比磁導(dǎo)的平均值;λδ2為比磁導(dǎo)的二次諧波幅值。

則在汽車發(fā)電機(jī)氣隙磁場(chǎng)中，標(biāo)量磁位解出后，氣隙內(nèi)各點(diǎn)磁感應(yīng)強(qiáng)度的法向分量Bn即可求出，其中:

氣隙內(nèi)某一點(diǎn)的比磁導(dǎo)(即單位面積的磁導(dǎo))λ定義:

F(x)為作用于氣隙的磁勢(shì)。設(shè)δ為氣隙長(zhǎng)度，λB為恒定磁勢(shì)作用下的均勻氣隙時(shí)的比磁導(dǎo)，λB=，以λB為基值，比磁導(dǎo)的標(biāo)幺值即:

因此在汽車發(fā)電機(jī)中，當(dāng)轉(zhuǎn)子爪極受旋轉(zhuǎn)離心力和電磁激振力而向外彎曲時(shí)，即氣隙δ沿爪極軸向變化時(shí)，則需將上式中δ改為δ(x)，即可得變化的氣隙比磁導(dǎo):

汽車發(fā)電機(jī)在不同運(yùn)行轉(zhuǎn)速、不同發(fā)電頻率，即轉(zhuǎn)子爪極所受旋轉(zhuǎn)離心力和電磁激振力大小改變時(shí)，轉(zhuǎn)子爪極也會(huì)相應(yīng)有不同程度的向外偏心形變。因此，汽車發(fā)電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)在整個(gè)發(fā)電機(jī)的運(yùn)行轉(zhuǎn)速曲線上都會(huì)隨運(yùn)行轉(zhuǎn)速的不同而變化。因而，基于氣隙磁場(chǎng)計(jì)算的汽車發(fā)電機(jī)各種電磁性能的研究顯然需要更為精確的變化的氣隙磁導(dǎo)模型。發(fā)電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中轉(zhuǎn)子爪極某一時(shí)候形變的示意圖如圖1所示。

本文主要考慮圖示旋轉(zhuǎn)離心力F1和電磁激振力F2的作用，而旋轉(zhuǎn)離心力F1的作用力方向是確定的，向外偏心，電磁激振力F2為一空間呈正弦分布的激振力，其作用力方向則是交變的。而當(dāng)兩個(gè)作用力方向一致，作用效果正向疊加時(shí)，使得爪極形變更為突出，即發(fā)電機(jī)氣隙磁導(dǎo)模型的變化更為顯著，這將是本文考慮的重點(diǎn)與建模的基本出發(fā)點(diǎn)。

圖1 爪極懸臂梁受力及其可能引起的形變

2 爪極形變前后氣隙磁導(dǎo)解析分析計(jì)算

由前述推導(dǎo)，參考凸極同步電機(jī)中氣隙磁導(dǎo)計(jì)算的基本理論，當(dāng)定轉(zhuǎn)子的齒正好對(duì)齊時(shí)，氣隙磁導(dǎo)最大，用直軸磁導(dǎo)Λd表示;當(dāng)定子齒和轉(zhuǎn)子槽相對(duì)應(yīng)時(shí)，氣隙磁導(dǎo)最小，用交軸磁導(dǎo) Λq表示［9］，其數(shù)學(xué)關(guān)系式:

式中:θ為距離直軸的電角度值。

應(yīng)用保角變換，可先依次對(duì)氣隙比磁導(dǎo)的各個(gè)分值進(jìn)行求解。應(yīng)用上述公式，則在汽車發(fā)電機(jī)中，當(dāng)轉(zhuǎn)子爪極與定子齒正好對(duì)齊時(shí)，氣隙磁導(dǎo)最大，即為直軸磁導(dǎo)Λd;當(dāng)轉(zhuǎn)子氣隙部分與定子齒相對(duì)應(yīng)時(shí)，氣隙磁導(dǎo)最小，即為交軸磁導(dǎo)Λq。進(jìn)而可以對(duì)汽車發(fā)電機(jī)主磁路上一個(gè)極下的氣隙比磁導(dǎo)進(jìn)行求解。本文的計(jì)算數(shù)據(jù)均取自最新技術(shù)的14 V/1 kW系列汽車用爪極發(fā)電機(jī)。

(1)當(dāng)不考慮轉(zhuǎn)子爪極的形變時(shí)，轉(zhuǎn)子爪極一個(gè)極下的直軸比磁導(dǎo)，即其最大比磁導(dǎo)計(jì)算式:

式中:β為槽邊假想角，它的數(shù)值決定于齒寬對(duì)氣隙長(zhǎng)度的比值。

將電機(jī)沿徑向剖開(kāi)，其基本結(jié)構(gòu)等效示意圖如圖2所示(圖中已將梯形爪極等效為平行爪極)。

圖2 轉(zhuǎn)子爪極與定子齒正對(duì)齊示意圖

代值計(jì)算得 λd=15.96×10－6H/m。

而交軸比磁導(dǎo)，其最小比磁導(dǎo)計(jì)算式:

其基本結(jié)構(gòu)等效示意圖如圖3所示。

圖3 轉(zhuǎn)子氣隙與定子齒正對(duì)齊示意圖

代值計(jì)算得 λq=1.43×10－6H/m。

參考式(9)，則可計(jì)算求得轉(zhuǎn)子爪極一個(gè)極下氣隙比磁導(dǎo)值:

式中:θ為距離直軸的電角度值。

(2)當(dāng)考慮轉(zhuǎn)子爪極因受旋轉(zhuǎn)離心力與同方向的電磁激振力而形變時(shí)，如圖1所示，此時(shí)爪極面所對(duì)應(yīng)氣隙長(zhǎng)度δ(x)沿爪極軸向基本呈非線性函數(shù)變化。因此，針對(duì)變化氣隙比磁導(dǎo)的解析計(jì)算，也可以采用等效的計(jì)算方法，即分別求出爪極極尖與極根兩端所對(duì)應(yīng)的氣隙比磁導(dǎo)值，顯然為一最大值λmax與最小值λmin，則此時(shí)變化后的氣隙比磁導(dǎo)值即可等效為所求:

假定爪極形變?cè)谄闹?，爪極外表面仍是線性的，其爪極極尖最大偏心距離為0.14 mm。而考慮到發(fā)電機(jī)原氣隙長(zhǎng)度為0.3 mm，因此，爪極偏心之后，爪極極尖所對(duì)應(yīng)的氣隙長(zhǎng)度為0.16 mm，此值也即為爪極偏心之后所對(duì)應(yīng)的最小氣隙長(zhǎng)度。而爪極極根部位所對(duì)應(yīng)最大氣隙長(zhǎng)度仍為0.3 mm。

先對(duì)其直軸比磁導(dǎo)進(jìn)行求解，同式(10)，代入數(shù)據(jù)，即可求得 λmax=28.60 ×10－6H/m;λmin=15.96×10－6H/m。

變化直軸比磁導(dǎo)值:

變化交軸比磁導(dǎo)值:

同理，參考式(9)，則可計(jì)算求得一個(gè)極下變化后氣隙比磁導(dǎo):

式中:θ為距離直軸的電角度值。

3 基于爪極形變的氣隙磁場(chǎng)仿真分析

本文針對(duì)汽車發(fā)電機(jī)氣隙磁導(dǎo)的分析計(jì)算中，首先將梯形爪極的發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子等效成平行爪極，然后再應(yīng)用凸極同步電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)計(jì)算基本理論，分別對(duì)發(fā)電機(jī)在爪極考慮受力形變與不考慮形變的情況下進(jìn)行氣隙磁導(dǎo)的分析計(jì)算。相應(yīng)的，在汽車發(fā)電機(jī)的變化氣隙磁導(dǎo)模型的電磁場(chǎng)仿真分析時(shí)，也將針對(duì)爪極形變與否的兩種情況進(jìn)行電磁場(chǎng)的建模分析［10］。

應(yīng)用工程電磁場(chǎng)基本電磁理論，建立汽車發(fā)電機(jī)的Maxwell 3D模型，對(duì)其氣隙磁場(chǎng)進(jìn)行仿真分析。所建模型的整體模型如圖4所示。

本文的電磁場(chǎng)仿真分析均在發(fā)電機(jī)額定轉(zhuǎn)速6 000 r/min時(shí)進(jìn)行，且考慮到如要精確計(jì)算旋轉(zhuǎn)離心力和電磁激振力對(duì)爪極形變的影響效果的大小，則將涉及到懸臂梁所受機(jī)械應(yīng)力的分析計(jì)算，而這不是本文的研究重點(diǎn)，因此，本文對(duì)變化氣隙磁導(dǎo)模型的仿真分析與計(jì)算時(shí)，將在一個(gè)假定的爪極形變值下，也即前面所述的0.14 mm形變下進(jìn)行。根據(jù)爪極形變前后所建兩種模型的鐵心磁密分布云圖如圖5所示。

圖4 汽車發(fā)電機(jī)仿真計(jì)算整體模型

圖5 爪極形變前后仿真磁場(chǎng)云圖

由電機(jī)氣隙中沿圓周分布的氣隙磁密除以氣隙合成磁動(dòng)勢(shì)，即可得到相應(yīng)氣隙比磁導(dǎo):

在爪極發(fā)電機(jī)氣隙磁場(chǎng)中，距離其磁場(chǎng)直軸一定電角度的位置各處進(jìn)行取點(diǎn)，得出氣隙合成磁動(dòng)勢(shì)與氣隙圓周上各點(diǎn)氣隙磁密，然后對(duì)每點(diǎn)進(jìn)行氣隙磁導(dǎo)的數(shù)值分析計(jì)算，如圖6所示。

圖6 爪極形變前后氣隙磁導(dǎo)基波幅值

相比較而言，基波磁導(dǎo)的值要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于各階復(fù)合諧波磁導(dǎo)，因此在實(shí)際計(jì)算中通常限于研究基波磁導(dǎo)。這也是本文主要研究對(duì)象［11］。

由圖5和圖6可知，爪極形變前后的磁場(chǎng)分布中，發(fā)電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵心中的磁場(chǎng)幅值隨著爪極形變后氣隙磁導(dǎo)的增大而相應(yīng)增加，直接導(dǎo)致了發(fā)電機(jī)各項(xiàng)電磁性能的改變。針對(duì)電機(jī)氣隙磁導(dǎo)模型的精確分析計(jì)算，主要是為了磁場(chǎng)的分析計(jì)算更加精確，由變化的氣隙磁導(dǎo)顯然會(huì)導(dǎo)致氣隙磁密空間分布波形的畸變，而氣隙磁場(chǎng)的空間分布波形則是決定電機(jī)各項(xiàng)電磁性能的最關(guān)鍵因素，對(duì)發(fā)電機(jī)爪極形變前后的氣隙磁場(chǎng)波形的各次諧波仿真分析如圖7所示［12］。

圖7 爪極形變前后氣隙磁場(chǎng)各次諧波分析

根據(jù)汽車發(fā)電機(jī)的調(diào)壓原理，當(dāng)汽車發(fā)電系統(tǒng)的輸出電壓UB升高時(shí)，發(fā)電系統(tǒng)中的調(diào)節(jié)器會(huì)通過(guò)減小發(fā)電機(jī)的勵(lì)磁電流If來(lái)減小磁通Ф，使發(fā)電機(jī)的輸出電壓UB保持不變。

又由定子繞組每相感應(yīng)電勢(shì)計(jì)算公式:

式中:ω為每相繞組的串聯(lián)匝數(shù)(即一條支路的匝數(shù));kω1為繞組系數(shù);f為電勢(shì)的頻率。

可知，汽車發(fā)電機(jī)的調(diào)壓特性在發(fā)電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中保持感應(yīng)電勢(shì)Eφ1基本不變的同時(shí)，也即調(diào)節(jié)其氣隙磁磁密Bδ值大小基本不變。由上述氣隙磁密各次諧波仿真分析結(jié)果可知，當(dāng)汽車發(fā)電機(jī)中高速運(yùn)轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子爪極由于受到旋轉(zhuǎn)離心力和電磁激振力而產(chǎn)生形變時(shí)，氣隙磁密的基波幅值在發(fā)電機(jī)的調(diào)壓過(guò)程中下基本保持大小不變時(shí)，其它各次諧波及其成分則隨著爪極的形變而顯著增加，如6次諧波增加近20%，這將會(huì)給汽車發(fā)電機(jī)的其它方面的性能，如振動(dòng)噪聲等方面帶來(lái)更大的負(fù)面影響。因此，基于氣隙磁導(dǎo)的汽車發(fā)電機(jī)更為準(zhǔn)確的振動(dòng)噪聲等方面的研究計(jì)算，必然需要參考建立本文所述的變化的氣隙磁導(dǎo)模型。

4 計(jì)算結(jié)果比較分析與結(jié)論

本文針對(duì)現(xiàn)有的汽車用爪極發(fā)電機(jī)的氣隙磁導(dǎo)模型進(jìn)行了分析和計(jì)算，并考慮到傳統(tǒng)的思路中氣隙磁導(dǎo)基本不變的局限性，且已經(jīng)不能滿足高性能爪極發(fā)電機(jī)的開(kāi)發(fā)，本文采用經(jīng)典理論與合理等效，提出與建立了汽車用爪極發(fā)電機(jī)的變化氣隙磁導(dǎo)模型，并針對(duì)模型進(jìn)行了實(shí)際電機(jī)的分析計(jì)算，得出了如下結(jié)論:

(1)由前述解析計(jì)算與數(shù)值計(jì)算兩種結(jié)果比較分析可知，本文所建模型切實(shí)可行，為高性能爪極發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供了理論基礎(chǔ)。

(2)在整個(gè)電機(jī)的運(yùn)行曲線中，顯然隨著轉(zhuǎn)速的增加，在不同運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子爪極所受旋轉(zhuǎn)離心力大小和電磁激振力的大小與方向都是不停改變的。

(3)由傅里葉分析的氣隙磁密各次諧波比較分析可知，在考慮爪極受力形變時(shí)，發(fā)電機(jī)氣隙磁場(chǎng)畸變嚴(yán)重，各次諧波所占比值增大。這也說(shuō)明了本文所建變化氣隙磁導(dǎo)模型的必要性，特別是在高性能爪極發(fā)電機(jī)的振動(dòng)噪聲設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)必須加以考慮。

總之，由以上建模與仿真分析可知，汽車用爪極發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中轉(zhuǎn)子爪極受力形變必須加以考慮，特別是在高性能汽車發(fā)電機(jī)的開(kāi)發(fā)與應(yīng)用中，本文所建的變化氣隙磁導(dǎo)模型將提供設(shè)計(jì)與優(yōu)化的理論基礎(chǔ)。

［1］Ibala A，Masmoudi A.Accounting for the armature magnetic reaction and saturation effects in the reluctance model of a new concept of claw － pole alternator［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2010，46(11):3955 －3961.

［2］Zarko D，Ban D，Lipo T A.Analytical calculation of magnetic field distribution in the slotted air gap of a surface permanent－magnet motor using complex relative air－ gap permeance［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2006，42(7):1828 －1837.

［3］Nandi S.A detailed model of induction machines with saturation extendable for fault analysis［J］.IEEE Transactions on Industry Applications，2004，40(5):1302 －1309.

［4］Wang Xiangheng，Chen Songlin，Wang Weijian，et al.A study of armature sinding internal faults for turbogenerators［J］.IEEE Transactions on Industry Applications，2002，38(3):625 －631.

［5］Zarko D，Ban D，Lipo T A.Analytical solution for cogging torque in surface permanent－ magnet motors using conformal mapping［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2008，44(1):52 －65.

［6］Boughrara K，Chikouche B L，Ibtiouen R，et al.Analytical model of slotted air－gap surface mounted permanent－magnet synchronous motor with magnet bars magnetized in the shifting Direction［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2009，45(2):747 －758.

［7］Zarko D，Ban D，Lipo T A.Analytical Solution for Electromagnetic Torque in Surface Permanent－Magnet Motors Using Conformal Mapping［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2009，45(7):2943－2954.

［8］陳曉剛，趙榮祥，黃進(jìn)，等.凸極同步電機(jī)非均勻氣隙磁導(dǎo)的計(jì)算［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào)，1998，13(1):15－17.

［9］Bash M L，Pekarek S D.Modeling of salient－ pole wound － rotor synchronous machines for population － based design［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion，2011，26(2):381 －392.

［10］畢劉新，王善銘，夏永洪.表貼式永磁電機(jī)漏磁導(dǎo)的解析計(jì)算［J］.清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2010，50(4):525－528.

［11］Ceban A，Pusca R，Romary R.Study of rotor faults in induction motors using external magnetic field analysis［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(5):2082 －2093.

［12］Wu L J，Zhu Z Q，Staton D A，et al.Comparison of analytical models of cogging torque in surface － mounted PM machines［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(6):2414－2425.