U型永磁开关磁链直线电机特性分析及优化

汪旭东，肖驰，封海潮

(河南理工大学 电气工程与自动化学院，河南 焦作 454003)

0 引 言

随着现代科技与工业的发展，垂直提升系统已广泛应用于矿井开采、立体停车场、实用电梯和其他工业领域[1-2]。目前，垂直提升系统主要采用两种驱动方式：旋转电机驱动和直线电机驱动。传统旋转电机驱动的曳引系统存在难以克服的问题：提升高度受钢丝绳、提升容量和安全系数等因数限制；单井道单轿厢运行使得井道利用率低下且候梯时间长；钢丝绳易于磨损导致运行费用高等[3-4]。与传统曳引系统相比，直线电机驱动的无绳提升系统具有多种优势：结构简单，安全可靠，不需钢丝绳、中间传动装置以及顶层提升机房；提升高度和提升速度不受限制；能够实现单井道多轿厢独立运行，以及立体循环运行，大大提升了空间利用率和工作效率；安全程度高，基建维护成本低，高效节能，是传统曳引系统及其他提升系统的理想替代品。

因此，直线电机具有取代传统旋转电机驱动长行程无绳提升系统的趋势[5-6]。目前无绳提升领域的主要电机驱动源分为两类，直线感应电机驱动与永磁直线同步电机驱动，两者各有优缺。直线感应电机的驱动源成本低、结构简单、鲁棒性强，但效率、功率因数较低；永磁直线同步电机的驱动源推力密度大、效率高，但无论是动初级还是动次级结构都会存在长行程无绳提升系统造价高昂的问题[7-9]。相较于两者，永磁开关磁链直线电机既具有直线感应电机结构简单、鲁棒强的特点又结合直线永磁同步电机功率因数高、效率高的优势，使该类电机应用于长行程无绳提升领域成为了可能[9-11]。因此，研究永磁开关磁链直线电机在无绳提升领域上的应用具有重要的意义。

由于永磁开关磁链直线电机(permanent magnet flux-switching linear motor,PMFSLM)将仅由硅钢片组成的次级作为长定子，而把昂贵的永磁体与绕组安装在短动子上，因此电机总体成本较低[12-13]。国内外诸多学者对该类电机进行全面而深入的研究[14]。文献[15]针对电磁弹射领域提出双边无轭次级PMFSLM，减少次级轭部，同时根据该电机的架构参数设计3种不同结构的直线感应电机，优化结构参数，并与之进行电磁特性对比，得出双边无轭次级PMFSLM具有效率高、功率因数高等优势。文献[16]提出双边无轭初级PMFSLM，减少初级轭部并增加多齿结构，有效地减少齿槽力。文献[17]提出一种九相模块化混合励磁PMFSLM，深入分析最优极槽配合九相模块化混合励磁PMFSLM的电磁性能，通过三维有限元验证，可以得出所提出电机具有推力密度高、容错性能好、磁场可调等优点。文献[18]提出了一种新型解耦模块化PMFSLM，将初级铁心开槽处理嵌入永磁体，提高了结构强度，与常规的正弦电流驱动PMFSLM相比该电机采用方波电流流驱动，减少磁耦合，且有效地抑制齿槽力和推力波动。目前少有文献将PMFSLM应用于长行程的无绳提升领域。

就此，本文提出一种U型永磁开关磁链直线电机(U-type permanent magnet flux-switching linear motor,UPM-FSLM)应用于无绳提升系统。无绳提升系统一般由多个单元电机组成，有利于提高运行容错能力。因此，本文通过对单元电机的U型永磁结构设计，有效减少漏磁现象，U型永磁内外侧铁心由硅钢片组成，提高了该电机的结构强度，为之后无绳提升系统提供前期研究基础。首先介绍了UPM-FSLM的拓扑结构与工作机理，利用有限元分析了电机的静态磁场分布、反电动势、电磁推力、推力波动、效率及功率因数等电磁特性，并将其与传统的PMFSLM进行了对比，接着对其在无绳提升系统的应用进行分析，然后为了进一步提高推力密度、降低推力波动，对所提出电机的初级槽型与次级齿形进行优化，最后进行总结。

传统的PMFSLM的单元电机截面如图1(a)所示，初级绕组均为集中绕组。每一片PM夹在两个铁心模块之间，且相邻PM的充磁方向相反，这种举措容易造成顶端漏磁现象导致永磁体利用率减少。而UPM-FSLM将永磁体排列呈U型结构能够有效减少永磁体漏磁现象并提高永磁体利用率。电机初级中U型结构是由5块永磁体组成，其充磁方向如图2(b)所示。

图1 传统PMFSLM与UPM-FSLM的截面图Fig.1 Partial cross section of PMFSLM and UPM-FSLM

传统PMFSLM初级结构强度欠佳且存在顶端漏磁现象，为解决其固有结构缺陷问题，本文提出了U型永磁结构的PMFSLM并参照传统PMFSLM的结构参数，设计了UPM-FSLM。两种电机的基本尺寸如图2所示，具体结构参数见表1。

图2 传统PMFSLM与UPM-FSLM的基本尺寸图Fig.2 Basic size of PMFSLM and UPM-FSLM

表1中，UPM-FSLM与传统PMFSLM保持相同的永磁体用量和初级槽面积；由于U型永磁结构，初级永磁体的存在使得电机初级轭部由53 mm调整为66 mm，电机初级有效部分的体积增加了24.5%。

表1 传统PMFSLM与UPM-FSLM的主要设计参数Table 1 Main design parameters of PMFSLM and UPM-FSLM

UPM-FSLM的工作过程遵循“磁路路径最短原则”，即动子总是向着磁路路径最短的位置移动，UPM-FSLM的工作过程如图3所示。当动子运动到位置1时，在A2线圈感应的磁通达到正最大值。当动子运动到位置2时，A2线圈的磁链方向固定不变。随着次级运动，线圈感应的磁通周期性变化会引起正弦反电势。

图3 UPM-FSLM的工作过程图Fig.3 Work process of coil A2 at different mover positions

为了保证比较的公平性，本文制定了以下比较原则：

1)保证UPM-FSLM和传统PMFSLM的永磁体用量相同；

2)UPM-FSLM的初级极距、齿高、齿宽，绕组匝数、线径，气隙宽度，次级极距、齿高、齿宽、轭高，轴向长度和径向长度等结构参数与PMFSLM保持一致；

3)两种电机额定电流与动子额定速度保持不变。

文中图4给出了传统PMFSLM与UPM-FSLM的空载磁密分布和磁力线分布图。由图4(a)传统PMFSLM的磁密云图可以看出，仅在齿尖位置存在少许局部饱和，对电机推力影响较小。由于传统PMFSLM是两块磁钢中间放入永磁体的结构，使初级轭部永磁体与部分轭铁形成磁力线，不经过初级齿端流向次级而在初级上方形成磁场，产生漏磁通。这也是对传统PMFSLM进行优化设计的原因之一。由图4(b)给出的UPM-FSLM的磁密云图和磁力线分布情况可以看出，U型永磁结构能够很好地解决传统PMFSLM存在的初级顶部漏磁问题，减小漏磁对电机性能影响并有效提高PM的利用率。UPM-FSLM和传统PMFSLM的气隙磁密分布曲线如图5所示。

图4 传统PMFSLM与UPM-FSLM空载磁密分布图Fig.4 Open-circuit flux distributions of PMFSLM and UPM-FSLM

图5 传统PMFSLM与UPM-FSLM气隙磁密分布曲线Fig.5 Air-gap flux density distributions of the two motors

反电动势对电机的静态、动态特性具有重要影响。因此，图6示出一个电角度周期下， 两种电机在速度1m/s时的空载反电动势。UPM-FSLM反电动势峰值为118.13V，传统PMFSLM反电动势峰值为108.48V，UPM-FSLM反电动势幅值比传统PMFSLM提高了8.9%。

图6 传统PMFSLM与UPM-FSLM反电动势对比图Fig.6 Back-EMF waveforms of PMFSLM and UPM-FSLM

对两种电机的空载反电动势进行傅里叶分析，得到其基波及各次谐波的幅值如图7所示，可以看出两种电机的反电动势正弦性较好，PMFSLM和UPM-FSLM的谐波含量主要聚集在7次谐波。

图7 反电动势谐波含量分析图Fig.7 Back EMF harmonic analysis of PMFSLM and UPM-FSLM

谐波畸变率为

(1)

式中：THD为总谐波畸变率；Uirms为各次谐波反电动势有效值的平方；U1基波反电动势有效值。

由式(1)得出PMFSLM与UPM-FSLM总谐波畸变率分别2.50%和2.44%。

本文采用有限元法，分析在相同频率、相同速度下UPM-FSLM与传统PMFSLM的特性曲线。在不同功角下，两种电机的平均推力曲线如图8所示。在功角为90°附近时，两者推力均达到最大值。图9示两种电机最大推力曲线图。

图8 不同功角下两种电机的平均推力曲线Fig.8 Average thrust of two motors at different power factor angles

图9 两种电机的推力曲线Fig.9 Thrust of two motors

不同功角下，两种电机推力波动如图10所示，并给出推力波动的表达式为

图10 不同功角下两种电机的推力波动曲线Fig.10 Thrust ripple of two motors at different power factor angles

(2)

式中：Fmax为推力的最大值；Fmin为推力的最小值；Favg为平均推力值。

表2给出传统PMFSLM和UPM-FSLM在额定电流7.07 A、额定频率19.1Hz下，两种电机的电磁性能对比。在UPM-FSLM与PMFSLM在永磁体用量相同的情况下，UPM-FSLM推力提高了5.83%，推力波动降低了16.95%，具有较优的电磁性能。

表2 两种电机的电磁性能对比Table 2 Electromagnetic characteristics of the two motors

通过对传统PMFSLM与UPM-FSLM的电磁特性对比分析，UPM-FSLM较传统PMFSLM具有推力大、推力波动小、效率高等优势。但采用U型永磁结构，也会带来一些问题，主要体现在以下两个方面：

1)U型永磁结构带来的加工、装配问题；

2)U型永磁结构，部分永磁体需置于电机初级轭部，增加电机初级轭部高度，导致UPM-FSLM初级有效部分体积较传统PMFSLM有所增加。

如图2(b)所示，UPM-FSLM的U型永磁由5块充磁方向不同的永磁体构成，与传统PMFSLM相比，永磁体的加工、装配难度增加。本文先对构成U型永磁的五块永磁体分别充磁，接着将永磁体依次通过高强度耐高温环氧胶粘贴固定在初级铁心槽内，U型铁心安装在U型永磁开口处，然后绕制线圈。为防止磁场互斥导致永磁体弹出，在永磁体内外侧铁心设有螺孔，并在电机初级轭部前后装配非磁性挡板，用以固定U型永磁，UPM-FSLM的装配示意图如图11所示。

图11 UPM-FSLM装配示意图Fig.11 Assembly diagram of UPM-FSLM

图12示出实际应用时传统PMFSLM示意图，传统PMFSLM在实际应用时需要加装燕尾槽并嵌入高强度非磁性连接板，在提高结构强度的同时，增加了电机初级高度。需要明确一点的是，UPM-FSLM的初级轭部顶面是一个整体，且由于U型永磁结构，初级轭部较厚，适于采用初级轭部前后装配非磁性挡板强化初级结构防止永磁体弹出；而传统PMFSLM各部分较为分散，且轭部高度较薄，更适于采用燕尾槽提高电机结构强度。图13给出实际应用时传统PMFSLM与UPM-FSLM的截面对比示意图，可知实际应用时两者体积相近。

图12 实际应用时传统PMFSLM的截面图Fig.12 Partial cross section of PMFSLM in practical application

图13 实际应用时两种电机的截面对比图Fig.13 Cross-sectional comparison of two motors in actual application

因此，与轿厢连接的传统PMFSLM与UPMFSLM初级质量均按UPM-FSLM的初级质量考虑。UPM-FSLM驱动的无绳提升系统示意图如图14所示，可知轿厢与电机初级相连接，UPM-FSLM消除了顶端漏磁现象，电机兼容性较好。而传统PMFSLM的结构特点使电机初级顶端存在漏磁现象，易导致电磁兼容性较差，影响无绳提升系统的运行环境。并且实际应用中增加燕尾槽使电机初级高度增加，永磁体用量增加，导致永磁体利用率降低，经济成本增加。而且从图14中可以看出，以永磁开关磁链直线电机为驱动源的无绳提升系统，长定子侧仅由低廉的硅钢片构成，永磁体和绕组置于短动子侧，节约了经济成本，更加高效节能。

图14 UPM-FSLM驱动的无绳提升系统示意Fig.14 Simple schematic of UPM-FSLM applied to ropeless elevator system

为了对比UPM-FSLM与传统PMFSLM实际应用的合理性，针对额定速度为1m/s的载客电梯进行分析，数据如表3所示。其中轿厢质量包括轿厢自重、紧急制动装置等部件质量，分析时考虑摩擦、空气阻力等因数影响。

表3 不同额定负载等级下无绳提升系统的参数Table 3 Parameters of ropless elevator system with different rated load levels

无绳提升系统推力的表达式为

Fthrust=(MC+ML+MP·Nunit)g·σfrition。

(3)

式中：MC，ML，MP，Nunit，g，σfrition分别是轿厢自重、额定负载、电机初级质量、电机单元数、重力系数、摩擦系数(一般取1.2)。

由表3可知，随着额定负载等级的提高，所需UPM-FSLM单元电机数量少于传统PMFSLM单元电机，减少了无绳提升系统的经济成本。

为进一步优化UPM-FSLM的电磁性能，对电机的槽型与次级齿形进行优化，从而提高推力密度、降低推力波动。本文在确定绕组线径和匝数不变的情况下，即槽面积不变时，研究改变槽口宽度对UPM-FSLM电磁性能的影响。并采用梯形齿结构改善次级铁心饱和问题。UPM-FSLM的齿槽结构示意图如图15所示。

图15 UPM-FSLM的齿槽结构示意图Fig.15 Cogging structure of UPM-FSLM

图16给出UPM-FSLM初级槽口宽度为11～21 mm时，该电机推力变化曲线，由图13可知当槽口宽为16 mm时，该电机的推力达到最大且推力波动较小。初级槽口宽度ωso为11～21 mm时，UPM-FSLM的电磁特性如表4所示。

表4 不同初级槽口宽度下，UPM-FSLM电磁特性Table 4 Electromagnetic characteristics of UPM-FSLM at different primary slot opening widths

图16 不同初级槽口宽度下，UPM-FSLM推力变化Fig.16 Thrust of UPM-FSLM at different primary slot opening widths

图17给出UPM-FSLM次级齿底宽度17～25 mm的平均推力变化曲线。综合考虑推力波动和推力密度，选择Wtb=19 mm。Wtb为17～25 mm时UPM-FSLM的电磁特性如表5所示。

图17 不同次级齿底宽度UPM-FSLM平均推力变化Fig.17 Average thrust of UPM-FSLM at different secondary tooth bottom widths

表5 不同次级齿底宽度下，UPM-FSLM电磁特性Table 5 Average thrust of UPM-FSLM at different secondary tooth bottom widths

图18给出三种电机的反电动势对比图，可以看出优化后UPM-FSLM的反电动势幅值比优化之前的UPM-FSLM有所提高。PMFSLM、UPM-FSLM与优化后UPM-FSLM的总谐波畸变率分别2.50%、2.44%与2.62%，总谐波畸变率涨幅极小，对电机性能无较大影响，3种电机的反电动势谐波分析如图19所示。

图18 传统PMFSLM、UPM-FSLM与优化后UPM-FSLM反电动势对比图Fig.18 Back-EMF of traditional PMFSLM, UPM-FSLM and optimized UPM-FSLM

图19 三种电机的反电动谐波分析图Fig.19 Back EMF harmonic analysis of the three motors

根据有限元分析，可知优化后的UPM-FSLM比传统PMFSLM的平均推力提高了10.6%，推力波动降低了24.6%。图20示出优化后UPM-FSLM、UPM-FSLM和PMFSLM的推力曲线。三种电机的电磁特性见表6。

图20 优化后UPM-FSLM、UPM-FSLM和PMFSLM的推力曲线Fig.20 Thrust of traditional PMFSLM, UPM-FSLM and optimized UPM-FSLM

表6 三种电机的电磁特性Table 6 Electromagnetic characteristics of the three motors

本文提出一种具有U型永磁结构的永磁开关磁链直线电机，较传统PMFSLM在结构与性能指标上有所提升。U型永磁结构能够有效抑制传统PMFSLM产生的顶端漏磁现象，并且提高电机初级的结构强度。基于相同永磁体用量，优化后的UPM-FSLM较传统PMFSLM推力提高了10.6%，推力波动降低了24.6%，电磁性能明显提高。

与此同时，U型永磁结构需要在PMFSLM初级轭部嵌放永磁体，增加了轭部的厚度，较传统PMFSLM，UPM-FSLM的有效部分体积增加了24.5%。但考虑到该类型电机在无绳提升系统中的应用，传统PMFSLM初级结构强度较低需加厚初级轭部，用于加装燕尾槽等，导致其实际体积增加。因此，在实际应用中两者体积相近。此外，U型永磁的加工、装配有一定难度，进一步的结构优化、工艺流程设计等有待深入研究。但U型永磁结构，提高了PMFSLM的初级结构强度，增加了推力，降低了推力波动，消除了初级顶部漏磁，永磁利用率高，电磁兼容性好，更有利于该类型电机在无绳提升系统中的应用。