周鳳爭,孟慶霖,孟崢崢,王浩鳴,朱曉輝

(1. 國網(wǎng)天津市電力公司電力科學(xué)研究院，天津 300384; 2. 國網(wǎng)天津市電力公司審計部，天津 300010)

0 引 言

高速永磁無刷直流電機具有功率密度高、體積小、效率高等優(yōu)點，在很多領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，例如，核材料的離心分離裝置、高速陀螺儀、旋轉(zhuǎn)儲能裝置、高速電動工具以及電動渦輪增壓器等。

轉(zhuǎn)子充磁方式和支撐結(jié)構(gòu)動力學(xué)分析是高速永磁無刷直流電機設(shè)計的主要問題之一[1-2]。對于高速永磁無刷直流電機來說，轉(zhuǎn)子永磁體通常采用面貼式結(jié)構(gòu)，氣隙磁場和齒槽轉(zhuǎn)矩均與轉(zhuǎn)子充磁方式有關(guān)，本文對平行和徑向充磁進行對比研究。文獻[4-5]設(shè)計了75 kW、60,000 r/min的高速永磁電機，對磁力軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速進行了計算。電磁軸承需要非常復(fù)雜的控制系統(tǒng)，軸承本身的體積可能比電機大得多，且長期的可靠性(尤其在振動嚴重的場合)難以保障?？諝廨S承結(jié)構(gòu)稍微簡單一些，但需要壓縮空氣，整個系統(tǒng)體積很大，耗能較多。為滿足長期工作的可靠性，本文采用精密滾珠軸承支撐轉(zhuǎn)子運行，設(shè)計兩種不同結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子，即單端式支撐結(jié)構(gòu)和兩端式支撐結(jié)構(gòu)，并對兩種結(jié)構(gòu)進行了轉(zhuǎn)子動力學(xué)分析，并通過了試驗論證。

1 轉(zhuǎn)子永磁體充磁方式的對比研究

本文優(yōu)化設(shè)計了2.3 kW、150000 r/min高速永磁無刷直流電機樣機，轉(zhuǎn)子永磁體采用面貼式結(jié)構(gòu)，氣隙磁場和齒槽轉(zhuǎn)矩均受磁鋼充磁方式的影響，對平行和徑向(也稱輻射)兩種充磁方式做對比研究。

1.1 氣隙磁場波形及幅值

平行充磁和徑向充磁在磁瓦生產(chǎn)過程中都很常用。圖1為高速永磁電機轉(zhuǎn)子2極磁瓦在不同充磁方式下所得的氣隙磁場分布波形。采用平行充磁時氣隙磁場呈正弦分布，徑向充磁時氣隙磁場接近梯形波分布。經(jīng)傅里葉分解，徑向充磁的氣隙磁場基波分量是平行充磁的107.1%，3次、5次和7次諧波分別是其基波的22.3%、9.5%和1.4%。徑向充磁和平行充磁相比，雖然能將基波氣隙磁場提高7.1%，但是氣隙磁場中含有大量諧波分量。

圖1 不同充磁方式下的氣隙磁場

1.2 齒槽轉(zhuǎn)矩

齒槽轉(zhuǎn)矩是評價永磁無刷電機性能的重要指標。通常情況下，若氣隙磁場趨向正弦分布，則齒槽轉(zhuǎn)矩就比較小，這是多極永磁無刷交流伺服電機采用Halbach磁鋼的重要原因。在兩極電機中，若180°磁瓦采用平行充磁，則氣隙磁場就是正弦分布。通過采用平行充磁能有效降低齒槽轉(zhuǎn)矩，圖2的有元分析結(jié)果就證明了這一點，和平行充磁相比，徑向充磁的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值為4 mNm，而平行充磁的齒槽轉(zhuǎn)矩幾乎可以忽略不計。

圖2 平行和徑向充磁方式下齒槽轉(zhuǎn)矩的比較

2 轉(zhuǎn)子支撐結(jié)構(gòu)的動力學(xué)分析

轉(zhuǎn)子支撐結(jié)構(gòu)和動力學(xué)分析是高速永磁無刷直流電機的主要問題之一。本文采用精密的滾珠軸承，根據(jù)軸承與轉(zhuǎn)子重心的位置不同，設(shè)計制作了兩種不同結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子，即單端式支撐結(jié)構(gòu)(即：軸承位于轉(zhuǎn)子重心的一側(cè))和兩端式支撐結(jié)構(gòu)(即：軸承位于轉(zhuǎn)子重心的兩側(cè))，如圖3和圖4所示，并對兩種結(jié)構(gòu)進行了轉(zhuǎn)子動力學(xué)分析。

圖3 單端式支撐結(jié)構(gòu)

圖4 兩端式支撐結(jié)構(gòu)

采用Ansys有限元軟件對圖3和圖4的轉(zhuǎn)子進行了動力學(xué)分析，轉(zhuǎn)軸材料為導(dǎo)磁不銹鋼2Cr13，分析結(jié)果如圖5、圖6和表1所示。研究表明：當(dāng)轉(zhuǎn)子由軸承支撐時，轉(zhuǎn)子會增加兩種低頻模態(tài)：圓柱和圓錐模態(tài)，其固有頻率都比一階彎曲模態(tài)要低。

圖5 單端式軸承支撐轉(zhuǎn)子模態(tài)分析

單端式支撐結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子重心位于圖3所示轉(zhuǎn)子的左側(cè)，圓柱模態(tài)時，轉(zhuǎn)子的重心側(cè)嚴重偏離軸心位置，如圖5(a)所示，當(dāng)偏離幅度大于氣隙長度時，將導(dǎo)致電機運行失敗。單端式支撐結(jié)構(gòu)的軸承集中在轉(zhuǎn)軸一側(cè)，轉(zhuǎn)子長度增加，使得轉(zhuǎn)子的臨界頻率降低。為了提高臨界頻率，軸承分別放置在轉(zhuǎn)軸兩端，如圖4所示。

兩端式軸承支撐結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子重心位于軸承支撐的中間，和單端式軸承支撐結(jié)構(gòu)不同，圓柱模態(tài)和圓錐模態(tài)時，轉(zhuǎn)子受軸承約束，偏離軸心幅度很小，只要定轉(zhuǎn)子之間的氣隙足夠大，轉(zhuǎn)子會很容易的跨過圓柱和圓錐模態(tài)。有限元分析結(jié)果如圖6和表1所示，相比單端式支撐結(jié)構(gòu)，兩端式支撐結(jié)構(gòu)大幅提高了轉(zhuǎn)子的臨界頻率。下面的試驗運行也證明了通過把單端式軸承支撐結(jié)構(gòu)改為兩端式軸承支撐結(jié)構(gòu)能夠提高轉(zhuǎn)子的臨界頻率，兩端式軸承支撐結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子成功運行到100,000 r/min以上。

圖6 兩端式軸承支撐轉(zhuǎn)子模態(tài)分析

模態(tài)單端式頻率/Hz兩端式頻率/Hz圓柱模態(tài)4692107圓錐模態(tài)14662446一階模態(tài)34644752二階模態(tài)593210504

3 高速永磁無刷直流電機的實驗研究

考慮到高速永磁無刷直流電機運行的可靠性，設(shè)計了基于MC33035無刷直流電機專用控制芯片為核心的控制系統(tǒng)，其基本構(gòu)成框圖如圖7所示。

圖7 高速永磁無刷直流電機控制系統(tǒng)框圖

信號檢測主要包括電流和轉(zhuǎn)子位置信號的采集和檢測。由于電流霍爾元件輸出為電流型信號，經(jīng)采樣電阻轉(zhuǎn)換為電壓信號后再經(jīng)過電容高頻濾波輸入到MC33035的9號管腳，與15號管腳的0.1 V的電壓信號進行比較，進行過流保護。轉(zhuǎn)子位置信號通過電角度互差120°的3個霍爾位置傳感器編碼得到。霍爾電路板做成電機的端壓板，如圖8所示。為了減小布線長度，中間的霍爾安裝時反向180°。轉(zhuǎn)子永磁體的長度比定子鐵芯兩端各長2 mm, 抵消永磁體端部漏磁對電機性能的影響以及用于提供霍爾位置傳感器所需磁場。

圖8 霍爾位置傳感器布置圖

在設(shè)計的高速永磁無刷直流電機實驗裝置平臺上，進行了實驗研究。電機繞組反電勢波形如圖9所示，實際永磁體平行充磁不太理想，反電勢波形并不是完美的正弦波，實驗波形和仿真計算的反電勢波形基本吻合。

圖9 繞組反電勢波形

單端式支撐結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子在運行轉(zhuǎn)速達到40,000 r/min以上時，轉(zhuǎn)子保護環(huán)和定子齒部發(fā)生了摩擦，轉(zhuǎn)子局部損壞如圖10所示，發(fā)生摩擦后破壞了轉(zhuǎn)子動平衡，導(dǎo)致電機運行失敗。兩端式支撐結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子成功運行到100,000 r/min以上，其電流波形如圖11所示。

圖10 單端式軸承支撐局部損壞圖

圖11 電機運行于100,000 r/min的電流波形(10 A/div)

4 結(jié) 論

本文對比分析了不同的轉(zhuǎn)子充磁方式和轉(zhuǎn)子支撐結(jié)構(gòu)對氣隙磁場、齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)子動力學(xué)的影響。采用平行充磁時氣隙磁場呈正弦分布，徑向充磁時氣隙磁場接近梯形波分布。研究表明：平行充磁的氣隙磁場中3次、5次和7次諧波分量小，并能有效降低齒槽轉(zhuǎn)矩，因此平行充磁方式優(yōu)于徑向充磁方式。對單端式和兩端式支撐結(jié)構(gòu)進行了轉(zhuǎn)子動力學(xué)分析，和單端式結(jié)構(gòu)相比，兩端式支撐結(jié)構(gòu)能夠提高轉(zhuǎn)子的臨界頻率。本文優(yōu)化設(shè)計了平行充磁和兩端式支撐結(jié)構(gòu)的2.3 kW、150000 r/min高速永磁無刷直流電機樣機和控制系統(tǒng)并進行了試驗論證，試驗表明：兩端式軸承支撐結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子成功運行到100,000 r/min以上。