无轴承电机发展分析

无轴承电机发展分析（共5篇）

无轴承电机发展分析 篇1

0 引言

无轴承电机是瑞士学者Bosch[1]于1988年首次明确提出的。近年来,随着磁悬浮技术、电力电子技术、矢量控制技术以及数字信号处理器技术的迅速发展,无轴承电机理论和相关技术得到了不断发展与完善[2],在离心机、涡轮分子泵、压缩机、高速精密机械加工、航空航天、生命科学等领域已经显现出了极其重要的科研与应用价值,尤其是无轴承电机无接触和无需润滑的特点,特别适用于纯净洁室、无菌车间、真空技术、腐蚀性介质的传输等特殊场合[3,4,5,6,7,8,9]。

在各种无轴承电机类型中,无轴承永磁同步电机具有显著的优点:结构简单、运行可靠、效率高、功率密度高、体积小、质量轻、控制性能好等,而且悬浮偏置磁场由转子永磁体提供,永磁体转子上没有感应电流产生,也就不存在相位滞后和径向悬浮力幅值减小的问题,控制系统实现相对简单,因此无轴承永磁同步电机从提出至今一直受到国内外众多学者的高度重视,是无轴承电机技术研究的热点之一[10,11]。

本文分析和总结了20多年来国内外无轴承永磁同步电机关键技术的研究成果和最新进展,在阐述无轴承永磁同步电机的基本原理的基础上,从电机本体结构、数学模型和控制策略三个方面进行了详细分析,针对无轴承永磁同步电机技术的研究现状和存在的不足,探讨了无轴承永磁同步电机技术的发展趋势和研究方向,以期为无轴承永磁同步电机技术的发展及其应用提供有益的借鉴。

1 无轴承永磁同步电机径向悬浮力产生原理

无轴承永磁同步电机的径向悬浮力产生原理如图1所示,定子槽中叠绕着4极悬浮力绕组NBa和NBb与2极转矩绕组NMa和NMb。当电机空载运行时,转矩绕组中电流产生的磁链较小,通常可以忽略不计,此时对称的极磁通Φ2认为由2极永磁体产生。如果悬浮力绕组NBa和NBb中的电流为零,则Φ2是平衡的,将不会产生径向悬浮力;当NBa中通入正电流之后,将会产生如图1所示的4极磁通Φ4,导致转子右侧(标记为“1”处)的气隙磁密增加,转子左侧(标记为“3”处)的气隙磁密减小,从而产生沿x轴正方向的径向悬浮力;如果NBa中通入负电流,则产生一个沿x轴负方向的径向悬浮力。同理,沿y轴方向的径向悬浮力可以通过在绕组NBb中通入相应电流获得。因此,通过控制悬浮力绕组NBa和NBb中的电流就可以控制悬浮力的大小和方向,实现转子的稳定悬浮。

2 无轴承永磁同步电机结构

2.1 二自由度无轴承永磁同步电机

目前无轴承永磁同步电机的研究主要还是处于实验室阶段,离真正的实用化还有一定的距离,作为实验室研究用的原理性样机,二自由度无轴承永磁同步电机的研究比较广泛,其中以表面贴装式的无轴承永磁同步电机为主[10,11,12,13]。但是该类型电机存在调节磁场强度能力弱、可控的径向悬浮力小,以及转子永磁体容易退磁等缺点,这些缺点在一定程度上影响了系统的悬浮性能。针对此问题,国内外学者对表面贴装式无轴承永磁同步电机的转子结构与参数优化设计进行了更深入的研究[14]。

文献[15]对表面贴装式和内嵌式无轴承永磁同步电机的电磁转矩和径向悬浮力进行了深入的对比研究,结果表明内嵌式无轴承永磁同步电机由于等效气隙相对较小,导致电感值较大,因此对于相同的悬浮力绕组电流可以产生较大的径向悬浮力,而且内嵌式无轴承永磁同步电机控制系统的实现也较表面贴装式无轴承永磁同步电机简单得多。

由于绝大多数无轴承永磁同步电机的电磁转矩输出能力和径向悬浮力大小互相制约,转子永磁体的厚度必须折中考虑,太薄或者太厚对电磁转矩和径向悬浮力都有不利影响[16],为了克服这个不利因素,文献[17]提出了一种混合式结构转子的无轴承永磁同步电机,其结构如图2所示。定子中嵌放有2极悬浮力绕组和4极转矩绕组,转子由永磁转子和铁芯转子两个部分组成,其中永磁转子为表面贴装式,铁芯转子则由硅钢片叠压而成。铁芯转子与永磁转子部分分别产生径向悬浮力和电磁转矩,因此该电机兼有无轴承异步电机和无轴承永磁同步电机的共同优点。

2.2 四自由度无轴承永磁同步电机

Ooshima等[18]研制了一种功率为4kW、转速达11 000r/min的四自由度的表面贴装式无轴承永磁同步电机,其结构如图3所示。研究者考虑了转矩绕组的电枢反应,设计了系统的转矩和悬浮力控制系统,并对该电机的电磁转矩、效率、径向悬浮力以及功率消耗进行了测试研究。该电机由两个相同的无轴承电机单元构成(二自由度无轴承永磁同步电机),只能控制四个径向自由度,轴向自由度需要由球轴承固定,因此只能连接轴向共线的负载,并没有达到真正意义上的应用要求。

2.3 五自由度无轴承永磁同步电机

文献[19]指出,表面贴装式无轴承永磁同步电机产生径向悬浮力的磁通必须经过转子表面的永磁体,由于永磁体的磁阻较大,故导致不能产生最为有效的径向悬浮力,而且效率比较低。针对这些不足,Yajima等[19]研制了悬浮力绕组极对数为2、转矩绕组极对数为1的深埋式五自由度无轴承永磁同步电机(结构如图4所示),并且在转速0~3000r/min的范围内进行了测试研究,研究结果表明,当考虑悬浮力绕组输入功率时,该电机在0~3000r/min宽调速范围内效率可高达85%以上。但是该五自由度无轴承永磁同步电机存在着一些不足,如机械结构较复杂、转子轴向尺寸较大、临界转速受限,而且两台二自由度无轴承永磁同步电机单元之间需要同步协调控制,解耦控制系统较复杂,从而导致电机体积大、功耗大、成本高。

针对图4所示的传统五自由度无轴承永磁同步电机的上述缺点,文献[20]提出了一种五自由度无轴承永磁同步电机,该电机是由一个三自由度径向-轴向交直流混合磁轴承和一台二自由度无轴承永磁同步电机构成,其结构如图5所示。其中三自由度径向-轴向交直流混合磁轴承的三维结构如图6所示,与传统五自由度无轴承永磁同步电机相比,该电机的结构得到了进一步的简化,控制系统的实现也相应简单,并且电机的轴向长度缩短,轴向利用率增大,功率密度得到了进一步提高。

1.径向定子2.径向控制线圈3.轴向定子6.转子7.转轴8.轴向控制线圈9.圆环型永磁体

2.4 锥形无轴承永磁同步电机

上述五自由度无轴承永磁同步电机都必须配置磁轴承,但是磁轴承的存在会增加电机转子的轴向长度和系统的无功损耗,并且制约了转子临界转速和系统效率的提高。为了克服这些不足,文献[21-24]设计了一种新型的五自由度无轴承永磁同步电机,其结构如图7所示。该电机仅由两台锥形无轴承永磁同步电机构成,可以在五个自由度上实现电机转子的主动控制,由于取消了磁轴承,电机转子的轴向长度和系统的无功损耗都得到了进一步的减小。

3 无轴承永磁同步电机数学模型

数学模型是无轴承永磁同步电机的理论基础,一直是国内外众多学者研究的热点和重点之一。文献[10,25-26]分别对表面贴装式、插入式、内嵌式无轴承永磁同步电机在定转子非偏心情况下的悬浮机理进行了分析研究。首先由等效磁路原理推导出绕组的电感矩阵,其次在电感矩阵的基础上得到电磁能的表达式,最后由虚位移方法得到径向悬浮力的数学表达式。文献[27]对一台外转子式无轴承永磁同步电机进行了研究,利用电机电磁能对径向位移求偏导从而得到径向悬浮力的表达式,利用电磁能对转子位置角求偏导得到了电磁转矩的表达式,而且还利用积分法推导得出了径向悬浮力和电磁转矩的一般性表达式,目前这两种解析方法是推导无轴承电机径向悬浮力和电磁转矩的最基本方法。文献[28-30]在考虑定转子偏心的情况下,研究了无轴承永磁同步电机的数学模型,由于偏心时计及了悬浮力绕组和转矩绕组之间的非线性电磁耦合关系,因此能更准确地反映无轴承永磁同步电机特性。

文献[31]分析了悬浮力绕组和转矩绕组之间磁链的交链情况,提出了一种机械坐标到电气坐标的变换方法,在此基础上推导得出了无轴承永磁同步电机两套绕组的磁链与电压方程;分析了无轴承永磁同步电机中存在的各部分径向悬浮力,并进一步得到了完整的径向悬浮力表达式;分析了无轴承永磁同步电机中存在的四种洛仑兹力,并得到了电磁转矩的表达式。基于机械坐标到电气坐标变换的建模方法简单直观、概念清晰、容易理解,为无轴承电机的建模探索出了一种有效的方法。

文献[32]采用有限元分析方法研究了转矩绕组极对数为1、悬浮力绕组极对数为2的表面贴装式无轴承永磁同步电机的数学模型,得到永磁磁链、反电动势、绕组电感、径向悬浮力、定位转矩、电磁转矩等相关信息。有限元分析法利用计算机的高速运算能力求解电机中的各种线性和非线性的稳定场或瞬变场的问题,能够处理饱和、谐波、涡流以及齿槽的影响,因此,在定量分析电机性能时具有很大的优势。

文献[33]针对无轴承永磁同步电机的多变量、非线性、强耦合特性,根据非线性模型能很好地反映非线性特性的原理,提出了基于最小二乘支持向量机回归的无轴承永磁同步电机非线性建模方法。采用最小二乘支持向量机建立了无轴承永磁同步电机磁链与转子位置角、转子偏心位移、转矩绕组电流和悬浮力绕组电流之间的非线性模型。该模型除了训练样本,不需要电机其他的任何磁特性知识,与以往常用的神经网络建模方法相比,无论在准确性还是快速性上,都有了较大的提高,因此所建模型更能准确反映无轴承永磁同步电机的磁特性。

4 无轴承永磁同步电机控制技术

4.1 矢量控制

传统的无轴承永磁同步电机控制系统是以电磁转矩和径向悬浮力为控制对象的,电磁转矩控制一般采用转子磁场定向矢量控制,而径向悬浮力控制则是通过对径向位移的负反馈调制和径向悬浮力数学模型的调节,从而获得悬浮力绕组电流的控制信号[10,11,12,13,16,18,34,35]。

当无轴承永磁同步电机采用转子磁场定向控制时,x、y方向上的径向悬浮力可以表示为

式中,kM、kL分别为麦克斯韦力常数和洛仑兹力常数;l为电机定子铁芯长度;r为电机定子内径;LmB为悬浮力绕组互感;pM、pB分别为转矩绕组和悬浮力绕组的极对数;WM、WB分别为转矩绕组和悬浮力绕组匝数;iBd、iBq分别为悬浮力绕组电流在d、q轴上的分量;Φf、ΦMq分别为永磁体磁链和转矩绕组磁链在q轴上的分量。

由式(1)可以解得

则可以得到无轴承永磁同步电机转子磁场定向控制的系统框图,如图8所示。图8中,转子的径向位移x、y由位移传感器测得,分别与给定值x*和y*相比较,得到的误差经过位置PID调节器之后,得到径向悬浮力的命令值Fx*和Fy*,再经过式(2)力/电流变换、PARK逆变换和CLARK逆变换之后,得到悬浮力绕组三相电流命令值i*BA、i*BB和i*BC,最后经过电流调节型脉宽调制(CRPWM)逆变器输出悬浮力绕组三相电流iBA、iBB和iBC,实现径向悬浮力的闭环控制。转速ω由光电编码器检测并计算得到,与给定值ω*相比较,得到的误差经过速度PI调节器之后,得到转矩绕组q轴电流的命令值i*Mq,而d轴电流的命令值给定为i*Md=0,再经过PARK逆变换、CLARK逆变换和CRPWM逆变器之后,输出转矩绕组三相电流iMA、iMB和iMC,实现转速的闭环控制。图8中,θM和θB分别为转矩绕组和悬浮力绕组A相绕组轴心与x轴之间的初始相位角,与光电编码器检测的位置角相运算后为坐标变换提供角度信息。

矢量控制简单实用,对表面贴装式无轴承永磁同步电机的控制起到了很好的效果,但是由于该控制方法在一定程度上受到转矩绕组转子磁场定向控制精度的影响,对于气隙相对较小、电感相对较大的内嵌式无轴承永磁同步电机而言,在实际运行过程中存在参数时变、负载和转速突变等情况,该控制方法很难保证良好的悬浮运行性能。为此文献[26]提出了一种改进的适用于内嵌式无轴承永磁同步电机控制策略,该方法在负载情况下,通过检测转矩q轴电流对径向悬浮力进行实时补偿,实现了内嵌式无轴承永磁同步电机稳定悬浮运行,并且具有良好的动静态性能。

4.2 独立控制

文献[36]对目前广泛采用的无轴承永磁同步电机矢量控制进行了深入的分析研究,指出了矢量控制方法的不足之处:(1)径向悬浮力控制算法中由于存在转矩绕组电流的q轴分量,使得径向悬浮力控制在x、y方向上存在耦合,而且径向悬浮力与悬浮力绕组电流之间的关系呈非线性,从而造成径向悬浮力控制算法复杂;(2)在空载条件下忽略转矩绕组电流的q轴分量,能简化径向悬浮力控制算法,在使径向悬浮力与悬浮力绕组电流之间呈线性关系的同时,能实现转子的稳态悬浮,但是在负载情况下,如果也忽略转矩绕组电流的q轴分量,将会使系统的悬浮性能变差,严重时甚至不能实现稳定悬浮。为此该文献提出了一种无轴承永磁同步电机独立控制的策略,采用电压-电流模型方法在线辨识出转矩绕组气隙磁链的幅值和相位,实现了无轴承永磁同步电机径向悬浮力和电磁转矩的独立控制,而且使转矩绕组的控制方法的选择有了较大的灵活性,甚至可采用传统的变频器供电,极大地提高了无轴承永磁同步电机的实用性。

4.3 直接控制

文献[37]在深入分析无轴承永磁同步电机的径向悬浮力产生机理的基础上,指出径向悬浮力的大小可以通过控制悬浮力绕组电流的大小来实现,而径向悬浮力的方向可以通过控制悬浮力绕组电流矢量与气隙磁场等效电流矢量之间的相位差来实现。Zhang等[37]还重点研究了径向悬浮力与定转子偏心位移之间的关系,提出了一种基于转子偏心位移直接控制的无轴承永磁同步电机控制策略,并且设计了相应的高性能控制器,该方法由于利用定转子的偏心位移来实现对径向悬浮力的直接控制,因此径向悬浮力的控制可以不受负载转矩变化的影响,与传统径向悬浮力控制算法相比,该方法对定转子偏心位移的控制更加直接有效,而且控制算法比较容易实现。

文献[38]深入研究了无轴承永磁同步电机的径向悬浮力控制与电磁转矩控制的本质,发现了两者之间的相似性:(1)电磁转矩是由洛仑兹力产生的切向力,而径向悬浮力是由麦克斯韦力产生的径向力,两者都是电机内定转子磁场互相作用而产生的;(2)悬浮力绕组与转矩绕组的结构形式类似,不同的只是极对数和绕组匝数;(3)虽然两套控制的对象和目的不同,但是都是应用的电压模型和磁场叠加原理。Zhu等[38]通过借鉴传统电机控制中采用的直接转矩控制思想,以径向悬浮力为直接控制的对象,取消了传统径向悬浮力控制算法中的坐标变换,运用空间电压矢量脉宽调制(SVPWM)方法控制悬浮力绕组定子磁链的幅值与相位,实现了径向悬浮力的直接控制,该方法控制思路新颖、控制系统结构简单,能提高径向悬浮力控制的动态响应和抗干扰能力。

4.4 解耦控制

无轴承永磁同步电机是一个多变量、强耦合的非线性系统,不仅其径向悬浮力和电磁转矩之间存在耦合,而且径向悬浮力之间也存在耦合,如果要实现转子的稳定悬浮运行以及不同工况下电机的无级调速,必须对无轴承永磁同步电机进行非线性解耦控制。上述基于转矩绕组转子磁场定向控制的方法实现了电机的电磁转矩和径向悬浮力控制之间的静态解耦,但是并未实现两者之间的动态解耦,而且对径向悬浮力之间的解耦控制并未涉及,因此文献[39-40]提出了无轴承永磁同步电机的逆系统解耦控制方法,将强耦合的多输入多输出非线性系统线性化并解耦成3个互相独立的线性子系统,实现了三个变量之间的非线性动态解耦。

然而逆系统方法在实际应用中遇到了逆模型难以求取的瓶颈问题,因此文献[41]将逆系统方法与神经网络相结合,提出了无轴承永磁同步电机的神经网络逆解耦控制方法,采用神经网络来辨识无轴承永磁同步电机的逆模型,解决了逆系统方法中逆模型难以求取的棘手问题,取得了较好的动态解耦控制效果。

4.5 智能控制

针对无轴承永磁同步电机悬浮系统存在未建模动态及外部干扰等实际工况,为了提高无轴承永磁同步电机悬浮系统的稳定性和鲁棒性,文献[42]提出了一种基于混合灵敏度的H∞鲁棒控制策略,通过选择合适的灵敏度与补灵敏度加权函数,设计了系统的H∞鲁棒控制器,并进行了相应的仿真和试验研究,结果表明采用该鲁棒控制方法设计的控制器动静态性能优良,特别是对径向悬浮力系统的外部干扰等不确定实际因素有较好的鲁棒性。

为了提高无轴承永磁同步电机的稳态悬浮精度,并实现悬浮系统在x和y方向两自由度的解耦控制,文献[43]设计了一种无轴承永磁同步电机单输入单输出LQG/LTR控制器及双输入双输出集中控制器,该方法可以通过频域奇异值曲线把控制器的性能要求表达出来,并且通过频域整形来满足控制器的设计要求,最后在轻载与白噪声干扰的情况下进行了仿真研究,结果表明设计的控制器不但可以使无轴承永磁同步电机稳定悬浮运行,而且具有很强的鲁棒性。

5 无轴承永磁同步电机技术发展趋势

从目前的研究现状来看,由于我国在无轴承永磁同步电机方面的研究起步较晚,同时又受到国内材料以及制造加工技术落后等不利因素的影响,我国在无轴承永磁同步电机方面的研究力度还不够,水平还不高,离高速化、实用化还有一定距离,尚无成熟产品,因此还需要就以下几个方面继续深入研究。

(1)无轴承永磁同步电机本体的研究。无轴承永磁同步电机由于存在转矩绕组和悬浮力绕组,故需对电机的结构作适当的优化和改变。到目前为止,国内外没有无轴承永磁同步电机样机的设计标准,需要根据无轴承永磁同步电机的特殊结构和工作要求,对电机定转子结构尺寸、永磁体结构形式、绕组的绕制方式、绕组线径及匝数比等进行优化设计。在分析方法上,可以采用大型有限元分析软件诸如ANSOFT、ANSYS等对无轴承永磁同步电机建模,采用最新的瞬态联合仿真技术分析无轴承永磁同步电机的不同结构,探索两套绕组与转子永磁体优化的一般规律,建立无轴承永磁同步电机静动态特性分析的一般方法。

(2)无轴承永磁同步电机智能控制算法的研究。无轴承永磁同步电机相对于传统电机,结构更为复杂,在不同的工况下,电机参数的变化对电磁转矩和径向悬浮力影响更为明显。需要采用智能控制理论方法,对绕组电感、电阻等参数变量进行在线辨识,弱化参数变化对转速、电磁转矩和径向悬浮力的影响,提高系统悬浮运行的鲁棒性。除此之外,利用面向电机控制的最新的高速数字信号处理器(DSP)研发模块化、集成化的智能控制器,优化软件和硬件结构,提高整个无轴承永磁同步电机系统的抗干扰能力和可靠性。

(3)无轴承永磁同步电机效率优化技术的研究。忽视无轴承永磁同步电机的效率,片面强调电机悬浮性能的改善和优化以及宽调速运行的范围,没有实际的研究意义和应用价值,因此需对无轴承永磁同步电机的效率进行深入的研究。无轴承永磁同步电机的效率可以定义为[19]

式中,Po为电机转矩绕组的输出功率;PM为转矩绕组输入功率;PB为悬浮力绕组输入功率。

由式(3)可以看出,无轴承永磁同步电机的输入功率由两套绕组共同产生,而输出功率则仅由转矩绕组完成,而且文献[19]的研究发现,悬浮力绕组输入功率PB不仅与负载有关,还与转速变化有关,所以必须研究转矩绕组电流和悬浮力绕组电流的协调控制策略,探索在给定负载情况下转矩绕组电流和悬浮力绕组电流给定的一般规律,获得无轴承永磁同步电机效率的最优分布图,从而实现无轴承永磁同步电机的在线效率优化,使无轴承永磁同步电机在宽调速范围内依然能保持电机的较高能量效率。

(4)无轴承永磁同步电机可靠性技术的研究。随着对无轴承永磁同步电机技术研究的不断深入,对无轴承永磁同步电机系统可靠性及其容错能力的要求越来越高。因此,在满足各种应用场合无轴承永磁同步电机宽调速性能、径向悬浮力、电磁转矩等要求的前提下,研究提高无轴承永磁同步电机系统可靠性的策略,研究具有容错结构和能力的无轴承永磁同步电机及相应的智能控制方法,减少或避免因故障造成的不必要损失,具有非常重要的现实意义,同样也是无轴承永磁同步电机的研究方向和热点之一。

(5)无轴承永磁同步电机应用领域的不断拓宽。由于无轴承永磁同步电机具有传统电机所无法实现和替代的优势,在一些高新技术领域具有十分广阔的应用价值。无轴承永磁同步电机未来的应用领域大致可以归纳为以下几个方面:(1)在高温辐射、有毒有害气体或液体等恶劣环境中,用无轴承永磁同步电机驱动密封泵进行废料处理及高效密封传输;(2)在先进制造工业中,高速直驱主轴是高速超精细加工设备的核心部件,而无轴承永磁同步电机能解决高速支承和直驱传动技术难题,实现了机床主轴系统的“零传动”;(3)在超大规模集成电路等半导体工业中,半导体硅片由于需要在无杂质、超真空密封室内加工,采用无轴承永磁同步电机驱动的机器人将会是较为理想的选择;(4)在生命科学领域中,研制无轴承永磁同步电机驱动的血泵,将会是心脏病患者生命延续的福音;(5)在离心机和透平压缩机等领域中,利用无轴承永磁同步电机对振动的控制及阻尼,可以获得既定的动态性能;(6)在高速大容量机电能量转换中,无轴承永磁同步电机运行在电动、发电状态下配合飞轮,即可构成十分有效的储能装置———机电电池。

6 结束语

无轴承永磁同步电机集传统永磁同步电机和磁轴承的优点于一体,已成为国际电气传动领域研究的热点之一。本文在介绍无轴承永磁同步电机原理的基础上,对迄今为止出现的具有代表性的无轴承永磁同步电机的结构、数学模型以及控制技术进行了研究,在此基础上指出了未来无轴承永磁同步电机技术的研究方向和发展趋势,以期为进一步研究无轴承永磁同步电机技术指明方向。

摘要：阐述了无轴承永磁同步电机径向悬浮力的产生原理,综述了无轴承永磁同步电机的关键技术,对无轴承永磁同步电机的几种典型结构、数学模型及无轴承永磁同步电机的控制技术进行了详细分析。针对目前无轴承永磁同步电机的研究现状和不足之处,探讨了无轴承永磁同步电机技术的研究方向和发展趋势。

关键词：无轴承永磁同步电机,电机结构,数学模型,控制技术,发展趋势

无轴承电机发展分析 篇2

凸极转子无轴承(磁悬浮)电机的研制成功是高速电机设计理念的革命性变化,是电气传动领域内一项重大突破,目前国内外正继续对其作全面深入的研究[1,2,3,4]。无轴承同步磁阻电机除具备一般无轴承电机所共有的优点外,还因其转子省略了永磁体和励磁绕组,更加适合于高速及超高速应用领域,并同时具备普通同步磁阻电机的一系列优点和特性,在半导体加工、家用电器、高速机床、飞轮储能发电、航空航天及生物医学工程等电气传动领域极具应用价值[5,6,7]。目前,国内外对无轴承同步磁阻电机悬浮原理尚未进行详尽分析,没有考虑其中的洛伦兹力,本文首次分析该电机悬浮运行时转子所受的洛伦兹力,并综述该电机技术研究的发展方向。

1 转子磁悬浮原理

电机中存在着两种不同类型的电磁力:麦克斯韦力和洛伦兹力[8]。麦克斯韦力是磁路中不同磁导率介质边界上形成的磁张力;洛伦兹力是电机旋转磁场对定子中载流体作用产生的力,其方向为沿转子表面切线方向,电机的电磁转矩就是基于洛伦兹力作用而产生的。

本文以2极径向悬浮力绕组和4极转矩绕组为例,阐述电机麦克斯韦力产生原理,该原理可以从其等效的直流电机模型中得到解释,图1是其空载条件下原理示意图。电机具有4极转矩绕组Na和2极附加径向悬浮力绕组Ny。4极转矩绕组Na通以电流时产生4极转矩磁通ψa,2极径向力绕组Ny通以电流产生2极磁通ψy。图1中,转子气隙区域1,3处磁感应强度不均匀,其结果产生的麦克斯韦合力Fy指向y轴的正方向。事实上,无轴承同步磁阻电机中除麦克斯韦合力产生径向力悬浮力之外,径向悬浮力绕组中的载流体因受到转矩绕组磁场作用而产生的洛伦兹力也构成径向悬浮力的一部分,但受两套绕组极对数关系的制约,这部分洛伦兹力并不产生电磁转矩。

图2中,由左手定则可判断电机产生沿y轴负方向的洛伦兹力FL,综合图1和图2,转子y轴方向所受径向悬浮力合力的大小为:F=Fy-FL,可见无轴承同步磁阻电机的径向悬浮力由麦克斯韦力和洛伦兹力共同构成。研究认为[9,10,11],当极对数满足p1=p2+1时,转子上的麦克斯韦力和洛伦兹力方向相反,转子所受径向悬浮力为F=Fy-FL;当极对数满足p1=p2-1时,转子上的麦克斯韦力与洛伦兹力方向相同,转子所受径向悬浮力为F=Fy+FL。因洛伦兹力所占比例很小,无轴承同步磁阻电机径向悬浮力主要由电机气隙磁场变化而产生的麦克斯韦合力构成。

2 发展趋势

无轴承同步磁阻电机经过十多年的发展,理论研究取得重大进展,但至今为止,仍有许多难题亟待解决,处于实验室阶段的初期研究成果距离大规模应用更是尚需时日,以下列出需作进一步研究的几个方面,为后续深入研究提供参考。

2.1 克服磁饱和因素的影响

对具有凸极转子的无轴承同步磁阻电机而言,因其磁场分布本身就不均匀,磁饱和程度就更为突出[12,13]。因此,必须充分考虑磁饱和因素对无轴承同步磁阻电机控制性能的影响。

无轴承同步磁阻电机产生的径向悬浮力和电机绕组电流的线性关系受磁饱和因素较大。当电机绕组中的电流达到一定值之后,径向力和流过径向力绕组中电流比值将不再成线性关系,反而随着径向力绕组电流的增加而下降。因此,按照线性关系设计的控制系统将不再适用,导致整个控制系统无法稳定工作,寻求能有效克服磁饱和影响的先进控制方法是一个重要的研究任务。

2.2 控制系统的优化设计

无轴承同步磁阻电机的控制技术是其研究中的重要内容,无轴承同步磁阻电机是一个复杂的、强耦合、非线性系统[14,15],采用近似线性的方法来处理这个非线性系统,必然使系统的控制精度受到影响。如能采用自适应控制、非线性控制、滑模变结构控制、H∞鲁棒控制和智能控制等新颖的控制策略和控制算法,用来实时跟踪调整控制器中随工况变化的参数以及电机本身的参数,必将使整个系统的控制性能得到进一步提高。

因此,无轴承同步磁阻电机控制系统的设计是其核心关键技术,决定了无轴承同步磁阻电机能否稳定可靠工作。尤其要考虑磁饱和因素时控制系统的优化设计,是无轴承同步磁阻电机研究中的难点,目前其控制问题仍没有得到很好的解决。

2.3 特殊的本体结构设计

无轴承同步磁阻电机的特殊性在于电机能产生电磁转矩外,还能产生径向悬浮力,因此所能产生的最大径向悬浮力便成为无轴承同步磁阻电机一项重要的性能指标。如果同时考虑电机所能产生的最大径向悬浮力、额定输出功率及额定转速作为电机设计的初始给定条件,以此确定电机的主要的尺寸、确定绕组相关技术数据,完成真正意义上的无轴承同步磁阻电机设计,这是一个艰巨而复杂的过程。

2.4 功率变换器的优化设计

目前,无轴承同步磁阻电机功率变换器大都采用电流滞环跟踪PWM控制技术,该方法具有实现简单,响应快速等优点。当电机运行于低速时,反电动势较小,电流控制器的跟踪没有任何困难,但当电机运行于高速时,由于较高的反电动势,在某些周期内电流控制器会出现饱和,便会出现一些基波频率倍数的谐波[16]。此时,实际反馈电流的幅值会减小,相位也会落后于指令电流,并且相位滞后随着频率的增高而增大,较大的相位误差会引起转矩控制性能下降,也严重影响着无轴承同步磁阻电机的稳定悬浮。因此,采用自适应滞环宽度调节或采用其他性能更优的PWM控制技术是无轴承同步磁阻电机功率变换电路优化设计的重要内容。

3 结束语

无轴承同步磁阻电机一方面具有同步磁阻电机一些特性如:结构简单、制造容易、成本较低、易于控制及运行可靠等;另一方面也兼备磁轴承支承的电机所有的优点:高速度、无摩擦、无磨损、无污染及寿命长等,但相比磁轴承支承的电机而言,拥有临界转速高、体积小、功率大、能耗低等诸多比较优势,使得它不仅在高速电力传动场合,而且在超洁净、低噪声等特殊的电气传动领域具有广泛的应用前景。

无轴承电机发展分析 篇3

关键词：无轴承,薄片电机,径向扰动,扩张状态观测器

1 引言

无轴承电机技术在诸如生物制药、化工、半导体等工业领域得到成功应用[1,2]。常规无轴承电机为了实现5自由度悬浮,需要两个径向无轴承电机与一个轴向磁轴承相配合,导致电机结构及控制系统成本、复杂度均相应的提高。

为了降低电机系统成本及控制复杂度,文献[3]提出无轴承永磁薄片电机的概念,其电机转子呈薄片状,使得轴向自由度和径向两个扭转自由度依靠永磁磁阻力被动悬浮,仅需对径向两平动自由度实施主动悬浮控制。

无轴承电机悬浮系统的稳定运行是保证电机工作的基础,但悬浮系统运行过程会受到电机本体参数、负载变化、外扰力等影响,需要施加主动控制。目前常规悬浮控制策略是采用径向位移负反馈的PID控制。PID控制具有算法简单、不依赖对象数学模型的优点,但当存在时变外部扰动等状况下,扰动抑制能力较弱[4]。

针对PID算法在无轴承电机悬浮控制中的不足,诸如系统在线辨识、H∞鲁棒控制、神经网络及自抗扰控制等先进控制理论被研究人员采用,以提高悬浮控制的精度[5,6,7,8]。但这些先进控制策略通常算法复杂、计算量大,或者依赖对象数学模型,可调参数多,导致通用性差。

本文在研究无轴承永磁薄片电机悬浮机理基础上,将自抗扰控制技术的核心组成部分扩张状态观测器与PID算法相结合构成悬浮系统径向扰动前馈补偿控制算法。该控制算法一方面保留了PID控制优点,避免了自抗扰控制可调参数较多的不足;另一方面又利用扩张状态ESO对未知扰动的观测能力,采取前馈补偿的原理,提高了悬浮系统的控制精度。最后,通过相关仿真及实验验证了该前馈补偿控制策略的可行性及有效性。

2 悬浮原理及数学模型

本文以一台无轴承永磁薄片电机为研究对象,该电机定子采用6齿集中式双绕组(转矩绕组与悬浮绕组独立配置),转子1对极径向充磁结构[9]。电机主动悬浮与被动悬浮原理如图1所示。

从图1可以看出,悬浮绕组产生的磁场与转矩磁场相互作用,打破了气隙磁场的平衡,产生了可控的径向悬浮力,而由于电机轴向长度较短,3个自由度可依靠磁阻力实现被动悬浮。

利用等效磁路法,可以解析电机气隙磁密的分布函数,在此基础上通过分段积分推导得到径向悬浮力表达式:

式中:Fx,Fy为x和y方向的主动悬浮力;Ks为与电机结构有关的悬浮力系数;As,At,Ap分别为悬浮磁势、转矩磁势及永磁磁势;θs,θt,θr分别为悬浮电流电角度、转矩电流电角度以及转子转角。

当转矩系统采用转子磁场定向控制时,将式(1)变换到dq轴坐标系下可得:

式中:Ws为悬浮绕组匝数;isd,isq分别为悬浮电流d,q轴分量。

从式(2)可以看出,电机转矩系统和悬浮系统间存在耦合,本文为了验证所提前馈补偿控制算法正确性,仅考虑电机轻载或空载的运行情况,此时电机的转矩磁势远小于永磁磁势,可以忽略。因此径向主动悬浮力模型可以简化为

为了进一步完善悬浮力数学模型,当计及转子偏心时,转子径向还受到偏心磁拉力作用:

式中:Fpx,Fpy分别为径向偏心磁拉力;kp为与电机结构相关的偏心磁拉力系数;x,y分别为径向偏心位移。

再假设径向负载力或扰动力为Fdx,Fdy,结合径向运动方程可得:

式中:m为转子质量。

3 扩张状态观测器

扩张状态观测是自抗扰控制(ADRC)的重要组成部分之一[10],其核心思想在于将作用于被控对象的扰动作用或未知的、无法建模的部分视为被控对象所受的总扰动,再利用状态观测的思想将其提取出来。

假设某一非线性系统有如下状态方程描述:

式中:x1,x2为非线性系统状态变量;y为非线性系统输出量;f(x1,x2)为该非线性系统数学模型;b为非线性系统控制输入。

针对上述非线性系统,构造如下状态观测器:

式中:z1,z2为非线性系统状态变量x1,x2的观测量;βi为状态观测系数(i=01,02);gi(e)为状态观测函数(i=1,2);e为状态误差。

依据状态观测器构造理论,只要e有界,则总可以选取合适的βi和gi(e),使得状态误差稳定,状态观测器存在。

如果进一步将式(6)中,非线性系统数学模型f(x1,x2)分解为可建模部分和不可建模部分或未知扰动部分,则有

式中:f(x1,x2)为可建模部分;w(t)为不可建模部分或未知扰动。

若将w(t)视为非线性系统的一个状态变量,则在式(7)基础上,可建立如下扩张状态变量观测器:

式中:z3为w(t)的状态观测量。

依据上述分析,可以建立无轴承永磁薄片电机悬浮系统的状态方程及相应扩张状态观测器。

结合电机悬浮系统数学模型式(1)~式(5),得到如下状态方程:

式中:s为x或y自由度径向位移;Fds为x或y自由度径向扰动力;is为x或y自由度径向力控制电流;ki为与电机结构相关的径向力控制电流系数;sout为径向位移输出。

在式(10)基础上可以建立如下扩张状态观测器:

式中:s21为对径向位移输出量sout的估计值;s22为s21的微分量;s23为对扰动力Fds的估计量;a1,a2,a3为可调参数;fal为定义的非线性函数,其表达式见文献[11]。

通过式(11)可以看出,该状态观测器仅依靠悬浮控制系统的控制输入电流(is)以及可量测的位移输出(sout)作为输入量,就可观测得到作用于悬浮系统的扰动量(Fds),将扰动观测量(s23)通过前馈补偿的方式,与电机径向位移控制环PID产生的控制量共同作用于悬浮系统控制输入端,从而达到控制径向位移以及抵消径向扰动力对悬浮系统影响的双重作用,其原理框图如图2所示。

4 仿真与实验

为了验证无轴承永磁薄片电机径向扰动前馈补偿控制策略的有效性,本文在1台原理样机上进行了相应仿真与实验验证。电机主要参数为:定子6齿结构;1对永磁转子;径向位移刚度402 k N/m;电流力刚度0.11 k N/A;轴承可运动气隙为100μm。仿真和实验过程中,转矩控制采用转子磁场定向矢量控制。

通过仿真分别模拟了电机悬浮系统受到脉冲以及正弦扰动作用时的控制效果,其中脉冲扰动是模拟电机转子受到外部冲击力作用时的悬浮性能,而正弦扰动模拟转子质量偏心时的悬浮性能。

图3为幅值100 N,频率100 Hz的脉冲扰动作用于电机转子时,有无前馈补偿控制算法时径向位移控制性能对比。可以看出,采用前馈补偿控制算法时,径向位移波动明显小于未采用前馈补偿控制算法时的位移波动,同时扩张状态观测器对于脉冲扰动具有良好的观测效果。

图4为幅值100 N,频率200 Hz正弦扰动力作用于电机转子时,有无前馈补偿控制算法时径向位移控制性能对比。可以看出,采用前馈补偿控制算法时径向位移波动优于未采用该补偿算法时的位移波动,同时扩张状态观测器对于恒幅、恒频正弦扰动也同样具有很好的观测效果。

最后在1台原理样机上建立了以DSP2833为核心的控制系统,并进行有无施加前馈补偿控制算法的对比实验。图5给出电机转速为0 r/mi时,悬浮系统径向位移波形对比。可以看出,有无前馈补偿控制算法,转子均可以在0 r/min时实现稳定悬浮,但施加前馈补偿控制时,转子径向位移波动显著减小。

图6为转速2 000 r/min时,电机径向位移波形对比。可以看出,不采用前馈补偿控制算法时,x和y方向位移波动幅值为40μm和80μm,而施加前馈补偿控制算法时,位移波动为20μm和50 μm。

5 结论

无轴承电机发展分析 篇4

无轴承永磁电机是将传统的永磁电机与磁悬浮轴承技术相结合,同时提供驱动与磁力轴承功能的新型电机,不仅具有无轴承电机高速高精度、无摩擦、无磨损等优点,且具有永磁电机动态性能优良、 结构简单等特点。随着无轴承永磁电机相关理论和技术的发展与完善,其将在机械加工、能源储存、生命科学、生物制药、离心机和涡轮分子泵等领域得到广泛的应用[1]。

无轴承永磁薄片电机是无轴承永磁电机研究的新领域,是五自由度全悬浮电机,其永磁转子的轴向长度相远小于转子外径,可以利用永磁薄片转子的特殊性实现三个自由度( 两个扭转自由度和一个轴向自由度) 的被动悬浮,只需主动控制两个径向自由度的悬浮,从而大大简化了无轴承永磁薄片电机驱动电路的复杂性[2,3,4]。无轴承永磁薄片电机定转子之间的气隙磁通密度对电机的可控性、转矩脉动以及径向悬浮力存在着直接的影响,其准确程度是径向悬浮力精确计算从而实现转子稳定悬浮的基础,而具有不同的转子结构的无轴承永磁薄片电机的气隙磁通密度存在较大的差异。目前,无轴承永磁电机的转子结构根据永磁体安装的不同可以分为表贴式转子、表面嵌入式转子、Halbach阵列转子以及平行充磁环形转子等[5,6,7,8,9]。

本文在论述无轴承永磁薄片电机悬浮机理和转子结构的基础上,基于麦克斯韦张量法得到无轴承永磁薄片电机径向悬浮力的数学模型,运用有限元对其计算精度进行仿真验证; 对比分析不同转子结构的无轴承永磁薄片电机径向悬浮力和悬浮力绕组中电流之间的关系,进而分析永磁薄片转子结构对电机可靠性和径向悬浮力的影响,并通过试验测量验证仿真结果的正确性。

2无轴承永磁薄片电机的工作原理

对于不同转子结构,径向悬浮力产生的原理基本相同,下面以两相2 /4极表贴式转子为例说明无轴承永磁薄片电机径向悬浮力产生的原理。悬浮力绕组中通入电流产生的磁场与转矩绕组通入电流所产生的磁场相互叠加引起气隙磁场的不对称分布, 将会产生径向悬浮力。

沿x、y轴正向径向悬浮力产生的示意图如图1所示,其中粗线表示转矩绕组通入电流产生的2极磁通,细线表示悬浮力绕组通入电流产生的4极磁通。当改变通入悬浮力绕组中电流的方向时,将产生沿x、y轴负方向的径向悬浮力。因此,根据转子偏心位移的大小和方向调整悬浮力绕组中的电流, 可以产生任意空间位置上的径向悬浮力,从而实现转子的稳定悬浮。

3不同结构的永磁薄片转子特性分析

永磁体在转子中不同的安装方式产生了结构各异的无轴承永磁薄片电机,不管永磁体以何种形式安装在转子上,其工作原理基本相同,但不同的安装形式会在很大程度上影响电机定转子之间的气隙磁通密度,从而影响径向悬浮力的计算精度以及转子稳定悬浮的实时控制性能。图2给出了四种不同的永磁薄片转子结构。

图2( a) 是表贴式永磁转子,其永磁体安装在转子铁心外圆表面,永磁体产生的磁通不经过任何介质( 如转子铁心) 而直接进入气隙,因此这种方式可以提供最大的气隙磁通且其交直轴电感相同,易于进行矢量控制。但这种转子结构中的永磁体沿径向方向上没有得到固定,导致其结构的整体性和鲁棒性较差。因此,在工程应用中常常将永磁体嵌入一定的深度,并用凯夫拉尔纤维捆绑在转子上,以增强永磁体和转子的结构强度。

图2( b) 是表面嵌入式永磁转子,永磁体安放在转子铁心外表面的凹槽中,使得整个转子为圆柱形。 与表贴式结构相比,这种安装方式的结构鲁棒性更强,机械强度更高,可防止永磁体在高速旋转时飞出。

图2( c) 是Halbach阵列永磁转子,将不同充磁方向的永磁体混合排列,使得永磁体一边的磁场增强而另一边的磁场削弱。这种排列方式不仅可以增强电机气隙磁通,而且可以减弱转子漏磁通和电机的齿槽转矩,对减小电机体积和提高功率密度十分有利。但由于其复杂的结构和充磁方式,Halbach阵列无轴承永磁薄片电机还处在试验研究和仿真阶段,没有实现产业化。

图2( d) 是平行充磁环形转子,其制造工艺简单,交直轴电感相同,有利于运用矢量法对无轴承永磁薄片电机的径向悬浮力进行精确控制,可适应高速运行。

4径向悬浮力的计算方法

基于麦克斯韦张量法求取径向悬浮力表达式的建模方法精确而且受无轴承永磁薄片电机本身参数影响较小。设气隙磁通密度为B,根据麦克斯韦张量法,在转子的表面d A上产生的径向力d F为:

式中,d A为磁力线垂直通过的单位面积; μ0为空气磁导率。

当p2= p1± 1 ( p1、p2分别为转矩绕组和悬浮力绕组极对数) 时,作用在无轴承永磁薄片电机转子径向悬浮力分解到x与y方向上可得到:

式中

Fix、Fiy分别为x轴和y轴方向受到的径向悬浮力; ψ1为转矩绕组与永磁体合成磁链; i2为悬浮力绕组电流; μ、λ 分别为转矩绕组和悬浮力绕组电流初始相位角; Lm2为悬浮力绕组励磁电感; r为转子外半径; l为电机有效铁心长度; N1、N2分别为转矩绕组和悬浮力绕组中每相串联匝数; mp为电机相数。

在同步旋转d、q坐标系下受到的径向悬浮力为:

式中,i2d、i2q分别为悬浮力绕组在d轴和q轴的分量; ψ1d、ψ1q分别为转矩绕组与永磁体合成磁链在d轴和q轴的分量。

采用id= 0的转子磁场定向控制时,永磁体产生的磁通集中在d轴方向,等效q轴电流分量可以忽略不计,因此忽略其电枢反应的影响可以得到:

式中,ψmq为转矩绕组q轴等效磁链; ψPM为永磁体等效励磁磁链。

将式( 4) 代入式( 3) 可得到:

当p2= p1- 1时,转矩绕组和悬浮力绕组同时通电,转子所受的合力为麦克斯韦力与洛伦兹力之差,这可能导致转子在某些电气角度时磁场储能减小,甚至不能实现悬浮。当p2= p1+ 1时,无轴承永磁薄片电机的悬浮力绕组和转矩绕组同时通电,转子所受的麦克斯韦力和洛伦兹力方向相同,则径向悬浮力为麦克斯韦力和洛伦兹力的合力。

当p1= 1、p2= 2并考虑转子偏心时,则作用在转子上的径向力表示为:

式中,Fsx、Fsy为转子偏心时受到的单边磁拉力。

对于采用正弦磁化永磁转子的无轴承永磁薄片电机径向悬浮力完整的表达式为:

式中,ki为力-电流系数; ks为力-位移系数; ci为力-电流耦合常数; Ki为力-电流矩阵; cs为交叉耦合力常数; Ks为力-位移矩阵; γs为转子角度。

对于正弦磁化的永磁转子,因为悬浮力系统的工作性能受交叉耦合的影响很小,在计算过程中可以忽略不计,因此转子发生偏心时,受到的单边磁拉力与偏移量成正比。

上述的数学模型适应于不同永磁转子结构的无轴承永磁薄片电机,具有计算精度高且受无轴承电机本身参数影响小等优点。

5径向可控悬浮力计算方法有限元验证

本节针对具有平行充磁环形转子结构的无轴承电机进行分析验证,图3为在Ansoft中建立的无轴承永磁薄片电机的有限元模型以及网格剖分图,其参数如表1所示。

图4( a) 和图4( b) 分别为数学模型和有限元计算得到的可控径向悬浮力x轴分量Fix随悬浮力绕组电流幅值I2、相位 λs变化时相应的变化曲线。图5( a) 和图5( b) 分别为数学模型和有限元计算得到的可控径向悬浮力y轴分量Fiy随悬浮力绕组电流幅值I2、相位 λs变化时相应的变化曲线。Fix呈余弦分布,Fiy呈正弦分布。

从图4和图5可以看出,悬浮力绕组中通入电流,可控径向悬浮力数学模型和有限元计算得到的结果基本吻合,验证了本文给出的无轴承永磁薄片电机径向悬浮力的解析模型具有良好的工程精度。

6不同结构转子径向悬浮对比分析和试验验证

为了清晰而又直接地对具有不同转子结构的无轴承永磁薄片电机的特性进行对比分析,列出系统的主要参数,如表1所示,其中的一些参数是通过有限元分析软件测量得到,轴向刚度以及径向扭转刚度进行了线性化处理。在对比分析时电机采用相同的定子,保持定转子之间的气隙不变,转矩绕组中通入相同的电流。图6为不同转子结构的无轴承永磁薄片电机在转子没有偏心的情况下受到的径向悬浮力与悬浮力绕组中通入电流大小的关系曲线,分别给出有限元计算值和实验测量值。表2为有限元计算值与实验测量值的结果对比情况。

从图6和表2中可以看出,具有不同转子结构的无轴承永磁薄片电机在转子未偏心状态下所受的径向悬浮力与悬浮力绕组中通入的电流大小呈线性关系。从仿真结果得到,在相同的条件下,Halbach阵列将磁场集中在阵列的中心,增大了磁场密度,使得径向悬浮力最大; 平行充磁环形转子结构磁场分布分散,所受悬浮力最小; 表面嵌入式转子受到的悬浮力比表贴式转子略大。试验测量值和有限元仿真值结果基本一致,误差较小,验证了第3节所述的各种转子结构的特性。

7结论

无轴承电机发展分析 篇5

无轴承电机是在上世纪末发展而来的一种新型磁悬浮电机[1]。随着电力技术的发展, 将无轴承技术应用到开关磁阻电机领域, 有利于拓展无轴承电机的研发广度, 发挥其高速适应性, 还能控制和改善由于不对称磁拉力引起的振动和噪声问题。因而, 基于这些特点, 在航空高速、超高速发动机方面无轴承开关磁阻电机有着广泛应用。目前, 我国对该项技术领域研发刚起步, 所以深化此课题的研究具有重要意义。

1 电机的绕组结构和原理

12/8无轴承开关磁阻电机轴的截面, 绕相包括a、b、c三个部分, 以a相来探讨。a相绕相包括主绕相Nma和悬浮绕相Nsa1和Nsa2。Nma是由四个相对定子齿的线圈串联形成的, 其产生的磁场为转子悬浮提供了一个偏置磁场。Nsa1是由绕在相对两个定子齿的线圈串联形成, 其功能是打破既有气隙1和2两处主绕相磁场的平衡, 进而产生α向的磁拉力;Nsa2的结构和Nsa2一致。

2 控制策略

无轴承开关磁阻电机是不会产生三相同时不运行的情况, 否则电流为零时无法产生悬浮力, 因此首要任务就是解决如何选择绕相的导通宽度。由实验样机的子齿数Nr=8, 得到绕相的电感曲线周期T=360°/8=45°, 所以三相绕相的导通宽度必须≥15°才可确保在任何时候至少有一相在运行。但是当导通宽度>15°时, 则一定有两相同时运行的时刻, 两相同时从工作理论上来说, 虽然可增加悬浮力, 但是也会增加负转矩的负面效应, 且还需进一步考虑悬浮力如何在两相绕相间的分配的情况, 大幅增加了控制的难度, 因此, 要选择三相绕组轮流导通为15°的基本原则。

如何控制悬浮的大小, 关键在于如何控制主绕相电流和悬浮绕相电流的大小[2]。如果采用主绕相电流控制成方波形状且固定绕相开关角的方法可进场此操作, 开通角固定在-7.5°时各相的电流、电感及c相的绕相的瞬时转矩情况。要产生大小一致的悬浮力, 当转子齿远离定子齿时, 悬浮绕相的电流比定转子齿轴线的重合时要大。此时转子从-7.5°转换到0°的过程中, 磁阻会逐步减小, 因此需要产生大小一致的悬浮力时悬浮电流也会随之变小;当转子从0°到7.5°过程中, 磁阻也会慢慢增大, 因此要产生大小一致的悬浮力时的悬浮电流会增大。电机作空转矩负载运行时, 其导通区间必须在[-7.5°, 7.5°]绕相在电感上升区域内导通时会形成正转矩, 反之则形成负转矩。当导通区间在[-7.5°, 7.5°]时, 电感上升的区间和下降区间是相同的, 所以正负转矩区间是各一半的, 平均磁转矩是零。

3 控制系统的构成

部分电机参数是:主绕相匝数为22, 悬浮绕相为18, 定转子齿极弧度值为15°, 定子轴向的长度为9.5cm, 定子铁心内径为7.7cm, 转子半径为3.825cm, 定转子齿间的平均气隙为0.25mm。电机的转轴左侧应用调心球轴承实现支撑, 但不可悬浮。为避免转子在未产生悬浮时, 与定子齿发生撞击, 转轴右侧可应用辅助轴承实现支撑, 辅助轴承和转轴之间的均化间隙保持在0.15mm, 转轴可做直线自由运动。辅助轴承的一侧电机端盖上装有检测转子径向位移的四个灵敏度是16V/mm的电涡流传感器。另外, 为了避免温漂等因素影响到测量精度, 可应用在同一直线上的传感器的信号差分功能来实现位置信号的反馈。

无轴承开关磁阻电机的控制系统包括三个个部分: (1) 主绕相控制:在DSP计算完转子的实际速度和位置角之后, 可采用PI改变实时转矩大小的主绕相电流, 进而实现速度的调节并根据计转子位置角和主绕相电流输出三相主绕相的开关信号; (2) 悬浮绕相控制:物流传感器检测到转子偏离中小位置时, 会模拟PID控制器, 立刻调节。并根据相应数值, DSP会根据悬浮力计算出悬浮绕相开关的信号。 (3) 调节单元:为确保无轴承开关磁阻电机的稳定悬浮, 在控制系统中, 可采取位置闭环控制和速度闭环控制。由于PID的控制较为简单, 容易实现, 位移反馈则采取PID调节, 可得到所需的悬浮力。

4 实验验证

所有验证实验都在空转矩条件下完成。转子因自身重力, 等同于被增加一个质量和大小相同、方向垂直向下的径向负荷[3]。无轴承开关磁阻电机转速在500r/min和1200r/min的情况。前项数值的电机转子在α向时的单边位移在50μm左右, 而β向在大约在40μm。后项数值在这两个方向的位移值均为40μm。稳定悬浮时, 可以明确看出辅助轴承处于静止状态时, 不会随着转子的运转而进行运转的, 这就表明转子在主绕相电流和悬浮绕相电流的共同作用下, 可克服其自身的重力而被稳定的悬浮起来, 不会和辅助轴承产生任何形式的碰撞。

5 结语

本文主要探讨了无轴承开关磁阻电机的绕相结构和悬浮的有关原理, 并根据实际情况制定科学合理的控制策略, 再进行控制系统的设计, 并通过实验进行验证, 实现了稳定悬浮的目标。证明本文研究的理论的正确性和实践的可操作性, 提高了数模混合控制电机的安全性和有效性, 为实现无轴承开关磁阻电机奠定了理论基础。

摘要：随着科学技术的发展, 将无轴承技术应用于开关磁阻电机中可有效发挥其高速适应性, 且可有效控制和改善振动与噪音等问题。本文简要阐述无轴承开关磁阻电机的结构和运行原理, 并根据实际需要制定控制策略, 设计出控制系统, 并进行试验证明这一系统的正确性。

关键词：无轴承,开关磁阻电机,控制系统

参考文献

[1]张计涛.无轴承开关磁阻电机及其控制研究[D].北京交通大学, 2012 (6) :14-16.

[2]曹鑫, 邓智泉, 杨钢, 等.无轴承开关磁阻电机麦克斯韦应力法数学模型[J].中国电机工程学报, 2009, 29 (3) :78-83.