一种直线永磁游标电机的设计与定位力优化
永磁游标电机的研究现状与最新进展
ω1,−1 =
1.2
(3)
永磁游标电机磁场调制原理 PMVM 在传统永磁电机定子齿上引入调制极，
对低极对数的定子电枢绕组磁场进行调制，从而得 到能与高极对数永磁体磁场匹配并相互作用的谐 波磁场分量，可在不增加的电机体积和槽数情况下 达到低速大转矩目的。以三相多齿分裂极 PMVM 为例，其工作原理分析[17]如下： 电机通以三相对称理想正弦电流时将产生一 个幅值不变的空间旋转磁场，为方便推导，假定初 始角度为 0。三相合成磁动势为： Ftotal = 6 2 NI ∞ 1 g (k )cos⋅ ∑{ πp k 6k + 1 [(6k + 1) pωr t − (6k + 1)] pθ }
LIN Heyun, ZHANG Yang, YANG Hui, FANG Shuhua, HUANG Yunkai
(Engineering Research Center for Motion Control of MOE, Southeast University, Nanjing 210096, Jiangsu Province, China) ABSTRACT: With the merits of simple construction and high power density, permanent magnet vernier machines (PMVMs) have gained extremely interests by many researchers at home and abroad. The principle and electromagnetic characteristics of PMVMs with different topologies have been analyzed and calculated by extensive literatures, which verify that PMVM is a promising candidate for direct drive application. In terms of the different stator topologies, PMVM is categorized into two types of single-tooth open-slot and multi-teeth split-poles, respectively. This paper analyzes its field modulation principle and characteristics, overviews the existing PMVMs with particular reference to their stator and rotor structural features, and then two novel embranchments of PMVMs entitled multi-teeth split-poles flux-focusing and memory PMVMs are proposed to improve the torque density and to enlarge the speed regulation region, respectively. In addition, the PMVMs in different applications fields are discussed and summarized. Finally, the relative theory and technology development trends of the PMVM are prospected and predicted. The works of this paper can provide some reference for theoretical study and engineering applications of PMVMs. KEY WORDS: permanent magnet vernier machine; flux modulation; magnetic gear; lower-speed large torque; direct drive 摘要： 永磁游标电机以其结构简单、 转矩密度高等优点得到 了国内外电机领域广泛关注， 并就其工作原理、 电机拓扑和 电磁特性等进行了深入研究， 结果表明该类电机非常适于低 速直驱应用场合。 根据定子拓扑结构的不同， 永磁游标电机 可分为单齿开口槽和多齿分裂极两大类。 该文分析了它们的 磁场调制原理及工作特点， 总结了一般定转子结构以及若干
永磁同步电机标定与控制
新能源车用永磁同步电机的标定与控制2018年8月19日CONTEN1IdIqMap标定NTENTS324标定结果的应用电机本体参数获取温度的影响与补偿1IdIqMap标定电机标定量有哪些？旋变零位电机特性传感器标定•温度特性曲线•软件辨识方法•电流控制IdIqMap低温/高温•电流传感器斜率直流偏置•母线电压传感器直流定位脉冲电压定位Sensorless估计•电机外特性•温度的影响… … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … …1IdIqMap 标定Id/Iq控制命令标定(IdIqMap)□电机控制的核心是在直流电压和电压利用率的约束内，尽量输出更大的转矩达到更高的转速。
因此需要找到合理的Id/Iq指令组合用于控制，实现预期的性能目标。
□可以通过标定不同转速和转矩下的Id/Iq指令，形成二维表格用于控制。
○优点：基于电机实际标定数据，精确度高动态响应好○缺点：标定工作量巨大无法应对电机一致性差引起的性能差异Hu, Dakai, and Longya Xu. “Characterizing the torque lookup table of an IPM machine for automotive application.” TransportationElectrification Asia-Pacific (ITEC Asia-Pacific), 2014 IEEE Conference and Expo, October 30, 2014.简称为“文献1”Model-BasedCalibration Toolbox1IdIqMap标定标定前的准备工作□标定前的准备工作○电流校准•得到真实的电流；○电压校准•死区补偿---使用命令值代替真实值；•开发电压测量设备，但要注意电压/电流的相位；○定子电阻校准•计算得到准确的电压；•考虑温度的影响；○电流环PI参数调整•保证在测试过程中系统稳定运行；○旋变校准•保证电压/电流的真实性。
城轨牵引内置式永磁同步电机驱动系统效率优化控制方法研究
城轨牵引内置式永磁同步电机驱动系统效率优化控制方法研究一、内容概要本文主要研究城市轨道交通牵引内置式永磁同步电机（PMSM）驱动系统的效率优化控制方法。
随着城市轨道交通的快速发展，提高列车运行效率和降低运营成本成为了重要课题。
在保证列车安全运行的前提下，如何提高牵引系统的效率具有十分重要的意义。
提出了一种基于矢量控制的效率优化策略，通过调整电机的转矩和磁链来实现系统效率的最大化；结合城市轨道交通的实际运行工况，研究了多目标优化问题，包括牵引功率、再生制动能量回收以及电机效率等，提出了基于模糊逻辑的多目标优化算法；为了提高控制精度和响应速度，本文引入了自适应滑模变结构控制（AVS），有效抑制了系统的抖振现象；本文的研究成果为城市轨道交通牵引PMSM驱动系统的效率优化提供了理论支持和实践指导，对于推动城市轨道交通的技术进步具有重要意义。
1. 城轨交通的发展背景与重要性随着全球城市化进程的加速，城市轨道交通作为一种高效、环保、便捷的公共交通方式，在世界范围内得到了广泛的推广和应用。
城市轨道交通的出现，极大地缓解了城市交通拥堵问题，提高了交通运输效率，缩短了人们出行的时间，对改善城市环境也起到了积极的推动作用。
城市化进程更是日益加快，城市人口持续增长，城市交通需求不断攀升。
为了解决城市交通问题，中国政府大力支持城市轨道交通的发展。
中国在城轨交通领域取得了显著的成就，运营里程逐年攀升，技术水平不断提高，已经成为世界上最大的城轨市场。
随着城市轨道交通的快速发展，能耗和噪音等问题也逐渐显现出来，成为制约其进一步发展的瓶颈。
对城轨牵引内置式永磁同步电机驱动系统进行效率优化控制，成为了当前轨道交通领域亟待解决的问题。
随着人工智能、大数据等新兴技术的不断发展，相信城轨交通将实现更加高效、节能、环保的发展。
而牵引内置式永磁同步电机驱动系统作为城轨交通的核心部件之一，其效率优化控制方法的深入研究，无疑将为推动城轨交通的可持续发展提供有力支持。
例子-永磁直线同步电动机关键技术的研究
永磁直线同步电动机关键技术的研究第1章绪论1.1课题的背景与意义随着科学技术进步，高效率、高精度、高柔化和绿色化成为机械加工的重要发展方向。
切削加工的发展方向是高速切削加工。
一方面，高速加工不仅极大提高了机械加工生产效率，而且可降低切削力 30%以上，尤其径向切削力大幅度减小，同时 95%-98%的切削热被切屑带走，加工零件的热变形小，振荡频率高，工作平稳，有利于提高加工零件的光洁度，从而极大地提高了加工零件的质量及互换性;另一方面，超微细加工及科学实验对精密加工提出了越来越高的要求。
实现高速、精密加工的基本条件是:要有性能优良的高速精密机床。
为了保证进给量不变，确保零件的加工精度，表面质量和刀具耐用度，驱动系统的速度也必须相应提高;同时，进给系统的行程一般比较小，也要求驱动系统具有高的加(减)速度，以缩短启动、变速、停止的过渡时间。
因此，研制新型高速精密驱动系统是国内外的研究热点。
在工业发达国家，高速切削技术正成为切削加工的主流技术。
根据 1992年国际生产工程研究会(CLRP)年会主题报告的定义，高速切削通常指切削速度超过传统切削速度5-10倍的切削加工。
目前，多数数控机床的进给系统，采用旋转伺服电机驱动滚珠丝杠。
为了适应高速精密加工的要求，一些厂商采用了不同的措施不断改进滚珠丝杠的结构和性能，如日本MAZAK公司的FF66O卧式加工中心采用高速滚珠丝杠副驱动系统，其速度达 1.5m/s，加速度为1.5g，重复精度达0.002mm 。
但滚珠丝杠驱动系统需中间环节(如联轴器、滚珠丝杠、螺母等)传动，存在很多缺点，如存在反向死区、螺距误差引起误差传递、由于摩擦磨损而导致的精度渐变、附加惯量大、弹性变形引起爬行，以及位置、速度、加速度受限于丝杠的机械特性(刚度、临界速度)等，进一步改进高速精密滚珠丝杠驱动系统，有着不可克服的困难。
所以机床上传统的“旋转电机+滚珠丝杠”进给传动方式，由于受自身结构的限制，在进给速度、加速度、快速定位精度等方面很难有突破性的提高，已无法满足超高速切削、超精密加工对机床进给系统伺服性能提出的更高要求。
基于滑模变结构的表面式永磁同步电机速度与位置控制
基于滑模变结构的表面式永磁同步电机速度与位置控制一、本文概述本文旨在探讨基于滑模变结构的表面式永磁同步电机（Surface-Mounted Permanent Magnet Synchronous Motor, SPMSM）速度与位置控制的研究。
滑模变结构控制作为一种先进的非线性控制方法，具有快速响应、强鲁棒性和易于实现等优点，在电机控制领域得到了广泛应用。
SPMSM作为一种高性能的电机类型，具有高功率密度、高效率和优良的动态性能，因此在工业自动化、电动车辆和航空航天等领域具有广泛的应用前景。
本文将详细介绍基于滑模变结构的SPMSM速度与位置控制策略，包括滑模变结构控制的基本原理、SPMSM的数学模型、滑模控制器的设计以及实验验证等方面。
通过理论分析和实验研究，本文旨在揭示滑模变结构控制在SPMSM速度与位置控制中的有效性，并为其在实际应用中的推广提供理论依据和技术支持。
本文还将对滑模变结构控制在实际应用中可能遇到的问题和挑战进行探讨，以期为未来相关研究提供参考和借鉴。
二、滑模变结构控制理论基础滑模变结构控制（Sliding Mode Variable Structure Control，简称SMVSC）是一种非线性控制方法，具有对系统参数摄动和外部干扰不敏感的特性，因此在电机控制领域得到了广泛应用。
SMVSC的核心思想是通过设计合适的滑模面和控制律，使系统状态在滑模面上做滑动运动，从而实现对系统的高性能控制。
对于表面式永磁同步电机（Surface-Mounted Permanent Magnet Synchronous Motor，简称SPMSM）的速度与位置控制，滑模变结构控制能够有效地处理系统中的不确定性和非线性因素，提高系统的鲁棒性。
在SPMSM的控制中，滑模面通常设计为电机速度和位置的函数，通过调整控制律使得系统状态在滑模面上滑动，从而实现速度和位置的精确控制。
鲁棒性强：滑模变结构控制对系统参数摄动和外部干扰具有很强的抑制能力，因此在实际应用中能够保持良好的控制性能。
新型Halbach_阵列永磁游标电机结构优化设计
第27卷㊀第4期2023年4月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Electri c ㊀Machines ㊀and ㊀Control㊀Vol.27No.4Apr.2023㊀㊀㊀㊀㊀㊀新型Halbach 阵列永磁游标电机结构优化设计王秀平,㊀姜胜龙,㊀曲春雨(沈阳工程学院电力学院,辽宁沈阳110136)摘㊀要:为提高永磁游标电机(PMVM )的输出转矩,发挥Halbach 永磁体阵列的聚磁优势,提出转子侧Halbach 阵列永磁体游标电机㊂采用解析分析法和有限元法,对比分析PMVM 和Halbach 永磁体阵列A 型结构永磁游标电机(HPMVMA ),结果显示采用Halbach 永磁体阵列后提高了电机的空载反电势和输出转矩,减少了永磁体用量,但也带来了电机转矩脉动的增加㊂因此,在HPMVMA 调制齿之间加入永磁体,构成新型Halbach 永磁体阵列B 型结构永磁游标电机(HPMVMB ),对HPMVMB 进行了永磁体㊁调制齿㊁定子齿宽等结构参数的优化,经过运行性能和经济指标对比分析,结果表明,与HPMVMA 相比,HPMVMB 永磁体用量增加20%的情况下,永磁体利用率和电机转矩密度分别提高了40.8%和69.01%,而转矩脉动下降了11.74%㊂通过有限元仿真验证了电机理论的有效性,并为游标电机的设计与优化提供了一定思路㊂关键词:永磁游标电机;Halbach 阵列;转矩密度;转矩脉动;结构优化DOI :10.15938/j.emc.2023.04.014中图分类号:TM351文献标志码:A文章编号:1007-449X(2023)04-0140-08㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2021-11-01基金项目:国家自然科学基金(51777127);辽宁省教育厅科研项目(LJKZ1085);沈阳市科技计划项目(22-322-3-23)作者简介:王秀平(1978 ),男,博士,副教授,研究方向为特种电机及其控制技术;姜胜龙(1996 ),男,硕士,研究方向为新型电机及其控制;曲春雨(1979 ),女,硕士,高级工程师,研究方向为新能源汽车驱动电机及其控制㊂通信作者:姜胜龙Structural optimization design of Halbach array permanentmagnet cursor motorWANG Xiuping,㊀JIANG Shenglong,㊀QU Chunyu(School of Electric Power,Shenyang Institute of Engineering,Shenyang 110136,China)Abstract :In order to improve the output torque of permanent magnet vernier motor (PMVM)and givefull play to the advantages of Halbach permanent magnet array,a rotor-side Halbach array permanent magnet vernier motor is proposed.The PMVM and Halbach permanent magnet array A-type PMVM (HPMVMA)were compared and analyzed by analytical method and finite element method.The resultsshow that the no-load back EMF and output torque of the motor are improved,and the amount of perma-nent magnet is reduced,but the torque ripple of the motor is increased.Therefore,Halbach permanent magnet array B-type PMVM (HPMVMB)was constructed by adding permanent magnet between the mod-ulation teeth of HPMVMA.The structural parameters such as permanent magnet,modulation teeth and stator tooth width of HPMVMB were optimized.The operation performance and economic indicators were compared and analyzed.The results show that compared with HPMVMA,when the amount of HPMVMB permanent magnet increases by 20%,the utilization rate of permanent magnet and the torque density of the motor are increased by 40.8%and 69.01%,respectively,and the torque ripple is decreased by 11.74%.The validity of the motor theory is verified by finite element simulation.Keywords:permanent magnet vernier machine;Halbach array;torque density;torque ripple; structure optimization0㊀引㊀言在工业生产和日常生活中,电机被应用到各个领域中[1]㊂游标电机由于其 磁齿轮效应 能够在低速条件下产生大转矩,引起了国内外学者的关注[2]㊂自游标电机概念提出以来,各种拓扑结构相继被提出,主要分为单齿开口槽结构,多齿分裂极结构㊂近年来,随着国内外学者的关注,游标电机迅速发展,衍生出很多其他类型游标电机并取得应用㊂例如在高精度控制领域,应用微型游标电机于相机调焦系统,在日常生活中作为驱动电机应用于电动汽车,同时游标电机在舰船驱动领域也有所应用㊂表贴式永磁型游标电机(permanent magnet vernier machine,PMVM)由于其结构简单,在低速下能够产生高转矩等优势,适用于直接驱动系统,近年来在汽车电子行业应用广泛[3-5],随着 碳达峰,碳中和 战略的提出,必然会迫使传统汽车行业发生改革,电动汽车行业将会快速发展,游标电机由于特有的磁场调制原理,在低速条件下能产生较高的转矩,未来有望大范围应用于电动汽车驱动电机㊂德国斯图加特大学Tobias Tymosch教授在文献[6]中提出采用Halbach阵列应用于超导永磁同步电机,Halbach阵列表现出更好的内外磁场强度,且对比发现,采用Halbach阵列后电机功率密度提高了近40%㊂重庆大学杨明磊博士在文献[7]中采用永磁体分块Halbach结构,改进后电机气隙磁感应强度基波幅值明显增大,且谐波得到了有效地削减,电机的电磁性能进一步提高㊂近年来,游标电机和磁通切换电机等调制磁通的电机研究越来越多,为了方便研究分析,要计算电机谐波分量和磁通密度的平均值㊂华中科技大学郭思源博士在文献[8]中基于精确子域模型,以子域分析技术为基础,计算了永磁游标电机的气隙磁场分布,并对电机的输出转矩进行了理论分析㊂三峡大学井立兵教授在文献[9]中采用非均匀的Hal-bach永磁体阵列来提高气隙磁密波形正弦性,削弱谐波对电机电磁性能的影响㊂通过有限元分析发现采用非均匀Halbach永磁体阵列能够有效地提高波形的正弦性㊂韩国浦项科技大学Bonkil Koo教授和朝鲜大学Jaehong Kim教授在文献[10]中研究了正弦磁化Halbach环形磁体的最佳厚度,研究表明,与优化前电机相比,Halbach结构提供了极低的惯性设计和齿槽转矩㊂为了提高Halbach阵列永磁体利用率,中东科技大学Arash Allahyari教授在文献[11]中提出一种常见的方法是在不同方向磁化永磁体段,最简单的做法是使用两种径向和周向磁化的永磁体㊂还有研究证实,永磁体采用Halbach 阵列可增加永磁体的某侧磁通量㊂这会进一步提高电机的反电势和转矩㊂此外,传统PMVM电机中使用带有整数槽的分布绕组,这种长端绕组导致电机结构复杂,同时长端绕组占据了机器体积的很大一部分㊂为了解决这个问题,日本大阪大学K.Okada教授在文献[12]中采用了分数槽集中绕组,研究发现采用分数槽集中绕组有效的降低了电机的铜损耗,同时采用集中绕组降低了端部绕组长度,提升了电机转矩密度㊂国内外学者早已将Halbach永磁体阵列应用在内转子PMVM上,但Halbach永磁体阵列在外转子结构上应用尚未得到充分研究㊂在PMVM基础上本文提出一种新型外转子Halbach永磁游标电机拓扑㊂电机采用分数槽集中绕组,更短的端部绕组长度能够有效地降低电机的铜耗,提高电机的效率㊂转子上具有Halbach永磁体阵列,在定子调制齿之间嵌入永磁体,使来自转子和定子上永磁体的主磁通沿同一方向流动㊂进而提高电机的空载反电势和输出转矩㊂1㊀电机结构对比PMVM结构示意图如图1所示,电机采用外转子结构,定子上有三相分数槽集中星形绕组,用于旋转2个磁极的磁场,每个定子有3个调制齿㊂为提高电机的负载转矩,提出了Halbach阵列A型PMVM(Halbach permanent magnet vernier ma-chine A,HPMVMA)和Halbach阵列B型PMVM (Halbach permanent magnet vernier machine B,HPM-VMB)两种不同的拓扑结构,如图2和图3所示㊂141第4期王秀平等:新型Halbach阵列永磁游标电机结构优化设计图1㊀PMVM 示意图Fig.1㊀Schematic diagram ofPMVM图2㊀HPMVMA 示意图Fig.2㊀Schematic diagram ofHPMVMA图3㊀HPMVMB 示意图Fig.3㊀Schematic diagram of HPMVMB图2和图3可以看作是由PMVM 演变而来,HPMVM 采用半数磁极相同的Halbach 阵列永磁体㊂永磁体用量减少既降低了电机的成本,又减少磁极间内部漏磁㊂为了提供一个公平合理的比较,所有电机的关键参数,即内外径,轴向长度和气隙长度设置均相等㊂新提出的结构HPMVMB 与HPMVMA 相比,除了定子调制齿之间存在永磁体之外,其他参数均相同㊂2㊀电机运行原理PMVM 的磁场分布空间谐波极对数为P r =Z -P s ㊂(1)式中:Z 是调制齿的数量;P r 是转子永磁体极对数;P s 是电枢绕组极对数㊂永磁游标电机都遵循相同的工作原理,即所谓的磁齿轮传动效应㊂低速永磁极对于小的运动可以产生较大的磁通变化,进而与高速旋转的电枢磁场相互作用㊂因此,永磁游标电机可以看成是永磁电机和磁性齿轮箱的一种集成,运行速度n 由以下因素控制:n =60f P r㊂(2)式中f 是电机频率㊂电机的转速比G r 为G r =mP s +kZmP s㊂(3)其中:m =1,3, ;k =0,ʃ1,ʃ2, ㊂在这种设计中,选择m =1,k =-1组合,因为这种组合产生的谐波次数相对较小,幅值较大[13]㊂电机定子有9个槽,由6极(P s =3)的三相绕组占据,每个定子上有3个调制齿,共有27个调制齿,转子极对数为24㊂由式(3)可得电机的转速比为-8ʒ1,其中负号表示2个旋转场方向相反,即当电枢磁场的速度为1000r /min 时,外转子速度按比例降低到125r /min [14]㊂在传统的永磁体(PM)布置方式下,电机都存在PM 材料利用率低的问题,如图4所示㊂图4㊀普通PMVM 磁通模型Fig.4㊀General PMVM flux model它的PM 只有一部分能够产生有用的磁通量,而其他的PM 只能产生泄漏通量㊂具体来说,只有N 极PM 激发的一些磁通能够通过气隙向定子槽方向移动,而其他一些磁通则是以S 极PMs 作为泄漏短路的㊂另一方面,如图5所示,采用交替极排列的电机相对于其PMVM 电机,可以降低其漏磁通㊂因此,在降低PM 消耗的基础上,后者能够产生相对多的磁通量㊂241电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀图5㊀交替极PMVM磁通模型Fig.5㊀Magnetic flux model of consequent-pole PMVM永磁体产生的磁动势为F PMg(θs,t)=ðh=odd F PMg cos(hP rθs-hωt)㊂(4)式中θs和ω分别代表定子上的机械角和电角速度㊂气隙磁导为Λ(θs)=Λ0+ðh=oddΛh cos(hZθs)㊂(5)气隙磁通密度由式(3)和式(4)计算可得B g(θs,t)=Λ(θs)F PMg(θs,t)㊂(6)空载反电势为e(t)=-d d t(L a R gʏ2π0B g(θs,θr)N(θs)dθs)㊂(7)式中:N(θs)是三相绕组函数;L a是有效轴向长度; R g是定子外径㊂当三相电流通入电枢绕组中,电磁转矩可表示为T e=e A (t)i A(t)+e B(t)i B(t)+e C(t)i C(t)ωm=T avg+T ripple㊂(8)式中:T avg是平均转矩;T ripple是波动转矩;I m是电流幅值㊂在一般情况下,PMVM电机的反电势波形是高度正弦的㊂为了定量分析转矩脉动性能,定义转矩脉动因子为k=T max-T minT avgˑ100%㊂(9) 3㊀电磁特性分析及结构参数优化对PMVM㊁HPMVMA㊁HPMVMB进行对比分析, 3种电机几何参数相同,下面仅给出HPMVMB的基本参数,如表1所示㊂表1㊀HPMVMB参数Table1㊀Parameters of the HPMVMB㊀㊀㊀参数数值频率f/Hz50转速n/(r/min)125转子极对数P r24调制齿数Z127外转子外径R o/mm120外转子内径R i/mm100定子外径R g/mm98.5定子内径R s/mm20线圈匝数N160气隙长度δ/mm 1.5铁心轴向长度L a/mm603.1㊀磁通密度分析空载时电机的磁场密度如图6所示㊂通过对比发现,HPMVMB定子齿处磁通密度的幅值最大为2.54T,且HPMVMB拥有最大的平均磁通密度,这是由于在定子调制齿之间加入永磁体后,来自转子永磁体的主磁通与调制齿间的永磁体主磁通沿同方向共同流动,增强了聚磁效果㊂图6㊀3种结构电机的磁通密度Fig.6㊀Flux density distribution of motors with three structures3.2㊀空载反电势和转矩分析PMVM,HPMVMA和HPMVMB在空载条件下的反电势如图7所示㊂由图7可知,与PMVM相比,HPMVM结构空载反电势幅值更大,这是由于HPMVM采用了Halbach 永磁体阵列使得转子内侧磁场聚磁,电机的气隙磁密增大,进而提高电机的空载反电势,3种结构中HPMVMB反电势幅值最大,PMVM最小㊂负载条件下,加入相同电流10A RMS,电机的输出转矩如图8所示㊂通过比较PMVM和HPMVMA,说明了采用Halbach永磁体阵列后,有效地增加了电机输出转矩的幅值㊂虽然HPMVMA提高了输出341第4期王秀平等:新型Halbach阵列永磁游标电机结构优化设计转矩,但带来了更大的转矩脉动,为了减少转矩脉动,对HPMVMA 结构进行改进,提出了HPMVMB 结构㊂由图7和图8可知,与HPMVMA 相比,HPM-VMB 产生了更大的反电势和输出转矩,输出转矩提高了约1.35倍㊂图7㊀3种结构电机的空载反电势Fig.7㊀No-load back EMF of motors with threestructures图8㊀电机负载转矩对比Fig.8㊀Coparison of motor load Torque由图7㊁图8㊁图9和式(9)可知,即使HPMVMB 产生了更高的齿槽转矩,约为2.29N ㊃m,但与HPMVMA 相比,HPMVMB 引起的转矩脉动却降低了7.86%㊂3种电机的电磁性能数据如表2所示㊂表2㊀3种电机的性能比较Table 2㊀Performance comparison of three motors参数㊀㊀PMVM HPMVMA HPMVMB 反电势幅值/V 24.3452.3965.49平均转矩/(N㊃m)28.9138.0951.32齿槽转矩/(N㊃m)0.18 1.15 2.29转矩脉动/%10.7327.6919.83图9㊀3种结构电机的齿槽转矩Fig.9㊀Cogging torque of three structure motors3.3㊀HPMVMB 结构的优化转子Halbach 永磁体阵列优化分析如图10所示㊂在保证转子永磁体的宽度不变的前提下,对永磁体厚度进行参数化仿真分析㊂永磁体厚度变化范围为1~10mm,转矩的幅值变化曲线,从图10可以看出,电机的输出转矩和永磁体厚度并不呈现正比例关系,从1~10mm 逐渐增大永磁体厚度,电机的转矩也在增大,但永磁体厚度在6~10mm 时,电机的转矩变化不是很明显,考虑到节省永磁体材料成本㊂永磁体最佳厚度宜为6mm,此时电机的转矩约为62.17N㊃m㊂图10㊀永磁体厚度对电机转矩的影响Fig.10㊀Influence of permanent magnet thickness onmotor torqueHPMVMA 和HPMVMB 采用的Halbach 永磁体阵列是由多组三块永磁体按照1ʒ1ʒ1组成,在永磁体厚度确定的前提下,每块永磁体的宽度对电机的转矩的影响如图11所示㊂441电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀图11㊀永磁体宽度对转矩的影响Fig.11㊀Influence of permanent magnet width on torque考虑到电机的输出转矩要求和转子极对数,每块永磁体宽度不宜取得过短或过长㊂逐渐改变永磁体宽度由2.5mm 到4.5mm,电机的转矩随永磁体宽度的增大,先增加后减少㊂当永磁体宽度为3.5mm 时,电机拥有最大转矩,约为58.54N㊃m㊂图12显示了HPMVMB 输出转矩和转矩脉动随调制齿宽度的变化关系㊂图12㊀调制齿宽对转矩和转矩脉动的影响Fig.12㊀Effect of modulation tooth width on torqueand torque ripple由图12可知:当调制齿宽度逐渐增加到11mm 时,电机产生最大转矩约63.28N㊃m,此时转矩脉动为13.67%㊂图13表明了不同定子齿宽对电机性能的影响,逐渐增大定子宽度,电机的输出转矩会逐渐增加,当增加到18mm 左右,电机的输出转矩会达到最大值㊂由转矩脉动曲线可知,当定子宽度为17mm 时电机转矩脉动最小㊂考虑到目的是要通过优化提高电机的输出转矩,且当定子宽为17㊁18mm 时电机的转矩脉动相差并未很大,最佳的定子宽度宜取18mm㊂图13㊀定子宽度对转矩和转矩脉动的影响Fig.13㊀Influence of stator width on torque andtorque ripple通过对电机的永磁体㊁调制齿㊁定子宽度的优化,得到了优化后的电机结构参数㊂将优化后的参数应用在HPMVMB 结构中进行仿真分析㊂由图14可知,优化后电机的转矩和转矩脉动要优于优化前的结果㊂优化后的电机转矩提升了18%,转矩脉动降低了15.5%㊂图14㊀优化前后转矩对比图Fig.14㊀Torque comparison diagram before andafter optimization3.4㊀HPMVMB 带载性能分析图15为电机输出转矩,功率因数随电流的变化关系,由图可知,随着电机负载电流的加大,电机的输出转矩逐渐提高,电机的功率因数随电机电流的541第4期王秀平等:新型Halbach 阵列永磁游标电机结构优化设计增大而降低㊂图15㊀电流对转矩和功率因数的影响Fig.15㊀Influence of current on torque and power factor电机电磁转矩随电流角的变化关系如图16所示,给定电机的电流10A,设定电流角变化范围从-90ʎ到90ʎ,逐渐增大电机的电流角,随着电机电流角的增大,电机的电磁转矩先逐渐增大,后逐渐减小,通过曲线可知,当电机的电流角为10ʎ时,电机的电磁转矩达到最大值㊂图16㊀电流角对转矩的影响Fig.16㊀Effect of current angle on torque为了说明HPMVM 结构能够提高电机的永磁体利用率和转矩密度,通过参考相关文献[21],比较优化后HPMVMB 和PMVM㊁HPMVMA 结构的技术指标和经济指标,具体参数如表3所示㊂通过比较3种电机永磁体的用量,永磁体利用率可知,PMVM 由于采用N-S 结构,永磁体用量最多且由于N-S 结构存在大量外部漏磁,使得永磁体利用率较低,HPMVMB 与HPMVMA 相比,由于调制齿处加入永磁体使得永磁体用量增加,但同时带来了电机输出转矩的提高㊂表3㊀3种电机技术指标,经济指标比较Table 3㊀Comparison of three kinds of motor technical in-dicators and economic indicators参数PMVM HPMVMA HPMVMB 电磁转矩/(N㊃m)28.9138.0964.37转矩脉动/%10.7319.838.09永磁体体积/mm 3148800111600133920永磁体利用率/(N㊃m /mm 3)1.943ˑ10-63.413ˑ10-64.806ˑ10-6转矩密度/(N㊃m /mm 3)1.065ˑ10-51.404ˑ10-52.373ˑ10-5永磁体成本/元421.32315.91379.10在3种结构中,HPMVMA 永磁体成本最低,但该结构永磁体利用率和电机的转矩密度均不高,虽然HPMVMB 结构永磁体成本高一些,与HPMVMA 相比,电机的永磁体利用率和电机的转矩密度均有不小程度的提高,综合经济性和性能分析,HPM-VMB 结构较好㊂4㊀结㊀论为提高永磁游标电机的转矩性能,本文将Hal-bach 永磁体阵列应用到PMVM 电机,提出了两种新型结构HPMVMA 和HPMVMB㊂形成研究结论如下:1)新结构只采用一半相同极性的永磁体,与PMVM 相比,HPMVMA 和HPMVMB 永磁体用量分别减少了25%和10%㊂2)采用理论分析法推导了气隙磁通密度和电磁转矩的表达式,通过有限元分析,对比了3种结构电机的气隙磁场㊁反电势和转矩特性,并对HPM-VMB 进行了永磁体,调制齿宽,定子宽优化㊂优化后的HPMVMB 不仅提高了输出转矩,同时也减小了转矩脉动,提升了运行性能㊂3)对运行性能和经济指标对比分析结果表明,与HPMVMA 相比,优化后HPMVMB 永磁体用量增加20%的情况下,永磁体利用率和电机转矩密度分别提高40.8%和69.01%,转矩脉动下降11.74%㊂参考文献:[1]㊀林鹤云,张洋,阳辉.永磁游标电机的研究现状与最新进展641电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀[J].中国电机工程学报,2016,36(18):5021.LIN Heyun,ZHANG Yang,YANG Hui.Research status and lat-est progress of permanent magnet vernier motor[J].Proceedings of the CSEE,2016,36(18):5021.[2]㊀石玉君,程子活,蹇林旎.两种典型的场调制型永磁电机的对比分析[J].电工技术学报,2021,36(1):120.SHI Yujun,CHENG Zihuo,JIAN Linfan.The comparative analy-sis of two typical field modulated permanent magnet motors[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2021,36(1):120.[3]㊀梁子漪,曲荣海,李大伟,等.一种交替极切向励磁游标永磁电机的分析与设计[J].电工技术学报,2020,35(15):3173.LIANG Ziyi,QU Ronghai,LI 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永磁直线电机端部力抑制措施
第27卷㊀第8期2023年8月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Electri c ㊀Machines ㊀and ㊀Control㊀Vol.27No.8Aug.2023㊀㊀㊀㊀㊀㊀永磁直线电机端部力抑制措施韩雪岩,㊀刘景铭,㊀朱龙飞(沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心,辽宁沈阳110870)摘㊀要:针对永磁直线同步电机端部力过高的问题,提出利用优化电机初级长度和端齿结构降低端部力抑制推力波动的方法㊂首先通过实验平台对一台现有样机进行实验,验证了仿真计算结果的准确性㊂然后设计一台11极12槽永磁直线同步电机,分别从初级长度和端齿结构(包括端部倒角结构,端部磁块,以及梯形磁块结构)两方面来削弱端部力,降低推力波动㊂其中对于梯形磁块结构,采用Kriging 代理模型与多目标遗传算法相结合对结构进行优化设计㊂结果表明,初级长度优化,推力波动削弱了30.8%㊂端齿倒角结构,端部磁块结构,梯形磁块结构,推力波动分别削弱58.5%,67.9%,70.2%㊂电机选择梯形磁块结构,推力波动抑制措施显著㊂所述降低端部力措施可对直线电机设计提供依据㊂关键词:永磁直线同步电机;端部力;端部磁块;梯形磁块;Kriging 代理模型;多目标遗传算法DOI :10.15938/j.emc.2023.08.006中图分类号:TM359.4文献标志码:A文章编号:1007-449X(2023)08-0054-10㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2022-04-13基金项目:辽宁省博士科研启动基金(2020-BS -143);辽宁省教育厅青年科技人才育苗项目(LQGD2020006)作者简介:韩雪岩(1978 ),女,博士,教授,研究方向为永磁特种电机及控制;刘景铭(1998 ),男,硕士研究生,研究方向为永磁特种电机及控制;朱龙飞(1988 ),男,副教授,研究方向为永磁特种电机及控制㊂通信作者:韩雪岩Measures of reducing detent force and design of linear motorHAN Xueyan,㊀LIU Jingming,㊀ZHU Longfei(National Engineering Research Center for Rare Earth Permanent Magnetic Machines,Shenyang University ofTechnology,Shenyang 110870,China)Abstract :Aiming at the problem that the end force of permanent magnet linear synchronous motor is too high,a method is proposed to reduce the end force and suppress the thrust fluctuation by optimizing the primary length and end tooth structure of the motor.In this paper,an existing prototype was experimented with through the experimental platform to verify the accuracy of the simulation calculation results.Then,an 11-pole 12-slot permanent magnet linear synchronous motor was designed to weaken the end force and reduce the thrust fluctuation from the primary length and end tooth structure including chamfer structure,end magnetic block,and trapezoidal magnetic block structure.Among them,for the trapezoidal magnetic block structure,the Kriging surrogate model and multi-objective genetic algorithm were used to optimize the structure.The results show that the thrust fluctuation is weakened by 30.8%for the primary lengthoptimization.The end tooth chamfer structure,end magnetic block structure and trapezoidal magnetic block structure are weakened by 58.5%,67.9%and 70.2%,respectively.The motor chooses a trape-zoidal magnetic block structure,and the thrust fluctuation suppression measures are significant.The measures to reduce the end forces can provide a basis for the design of linear motors.Keywords :permanent magnet linear synchronous motor;end force;end magnetic block;trapezoidalmagnetic block;Kriging agent model;multi-objective genetic algorithm0㊀引㊀言随着近几年‘中国制造2025“计划顺利实施,我国高端数控机床和机器人领域也在高速发展,而与此相关的直线电机及直接驱动方式也将大面积替代传统旋转电机+滚珠丝杆驱动方式,因此克服了传统伺服系统中由机械转换机构带来的效率低㊁体积大㊁精确度低等缺陷,趋向于高精确度与高可靠性方向发展㊂永磁直线同步电机(permanent magnet line-ar synchronous motor,PMLSM)由于其定位精确度高,响应速度快,高刚度与可靠性的同时,维护简单且噪声低,被广泛应用到高精确度数控机床,光刻机等工业自动化领域中[1-4]㊂然而,随着PMLSM直接驱动方式实现机床进给系统零传动,PMLSM自身推力波动也会直接作用于伺服控制系统,影响电机控制精确度与运行平稳性㊂所以削弱PMLSM推力波动将会极大提高电机应用范围与控制精确度㊂目前PMLSM推力波动来源可分为端部力㊁齿槽力㊁电磁脉动力㊁摩擦力㊁负载扰动等,其中摩擦力和负载扰动属于外部干扰[5],在推力波动中占比较小,而电磁脉动力是由于电枢绕组合成磁动势和空载反电势存在谐波波形,导致电磁推力包含谐波成分不能平稳输出的力[6],常规解决手段为在控制器中施加电流滤波器[7]㊂根据上述分析,推力波动主要由端部力和齿槽力产生,端部力和齿槽力也合称为磁阻力㊂相比之下,端部力对电机推力波动的影响程度较大,所以针对端部力的削弱对降低推力波动具有重要意义㊂针对如何削弱端部力,国内外学者提出了多种优化措施㊂文献[8]中对端部力用傅里叶级数推导出直线电机最优长度公式,但计算仅停留在理论层面,并未验证计算公式的可行性㊂文献[9]中利用解析计算,从削弱谐波角度优化电机动子长度,可有效降低端部力,但计算基础模型过于理想,无法对通用电机求解㊂文献[10]提出磁块结构,改变磁块参数可有效削弱端部力,并进行实验验证㊂但考虑到磁块结构相关参数较多,并未进行多参数优化,只是进行局部求解,不能保证端部力最大程度削弱㊂文献[11]中通过对PMLSM端齿处开倒角,可有效的削弱端部力,并用有限元仿真进行验证,但文献中对边齿开倒角并未从理论角度分析原因,只是单纯的利用有限元分析进行优化㊂本文首先通过实验平台验证仿真计算磁阻力结果的准确性,然后设计一台11极12槽永磁直线同步电机,并从初级结构和端齿结构两方面削弱端部力㊂针对初级结构,通过解析计算和有限元仿真,计算出最优初级长度;针对端齿结构,分别采用底部倒角结构,端部磁块结构,梯形磁块结构3种方法削弱端部力㊂其中针对梯形磁块结构,采用Kriging模型与多目标遗传算法相结合对结构优化设计㊂最后对比优化措施,选出最优结构,满足电机性能指标㊂1㊀空载推力波动计算实验验证本文采用已有11极12槽直线电机样机进行实验,验证空载推力波动仿真结果的准确性㊂直线电机样机结构参数如表1所示,直线电机样机图如图1所示,直线电机实验原理图如图2所示㊂表1㊀样机结构参数Table1㊀Structural parameters of PMLSM prototype㊀㊀参数数值相数m3槽数Q12槽宽b11/mm7槽深h11/mm25铁心高度h/mm42铁心长度L/mm168极距τ/mm16永磁体高h M/mm4气隙长度δ/mm0.8图1㊀直线电机样机图Fig.1㊀Model of linear motor实验中空载推力波动的计算原理如下:空载测量时的计算公式为F ED=F M-F X㊂其中:F M为重物负载产生的力;F ED为空载推力波动;F X为由测力计测出的拉力㊂实验中空载推力波动通过重物负载力与测力计拉力相减得到㊂55第8期韩雪岩等:永磁直线电机端部力抑制措施图2㊀直线电机实验原理图Fig.2㊀Experimental principle diagram of linear motor对于重物重量产生的拉力可以认为是由测力计产生的拉力和空载推力波动与之平衡㊂首先对电机模型进行实验测试㊂实验测试空载推力波动结果与仿真结果如图3㊁图4所示㊂实验值与计算值的比较如表2所示㊂图3㊀实验测试空载推力波动波形Fig.3㊀No-load thrust fluctuation waveform ofexperimentaltest图4㊀有限元仿真空载推力波动波形Fig.4㊀No-load thrust fluctuation waveform of finiteelement simulation 表2㊀直线电机空载推力波动的实验值与计算值Table 2㊀Experimental and calculated values of no-loadthrust fluctuation of linear motorN参数正峰值负峰值平均峰值实验样机14-2318.5软件模型15-2118㊀㊀实验测得曲线与有限元仿真曲线存在一定误差,这是由于实验受到测试平台的限制,只能0.5mm 测试一点数据㊂而考虑到直线电机在推力波动一个周期内位移16mm,一个周期只能取32个点㊂对于11极12槽电机,齿距15mm,每经过15mm 齿槽力波形经过11个周期,用32个点测量得到的结果不精确,所以实验结果相比于有限元仿真结果存在误差,二者曲线只能大致吻合㊂而推力波动峰峰值误差在2.7%左右,仿真结果与实验数据相差不大,初步验证仿真计算结果的准确性㊂2㊀直线电机初始模型设计本文参考实验样机,设计一台11极12槽永磁直线电机,电机仿真模型如图5所示㊂电机性能指标参考雅科贝思公司AKM 系列直线电机,直线电机性能指标如表3所示,电机主要尺寸参数如表4所示㊂图5㊀电机仿真模型Fig.5㊀Motor simulation model 表3㊀直线电机性能指标Table 3㊀Performance index of linear motor㊀㊀性能指标数值相数3连续额定推力/N 2000同步速/(m /s) 1.65推力波动百分比/%5额定电流/A9表4㊀电机主要尺寸参数Table 4㊀Main dimension parameters of motor㊀㊀参数数值极距τ/mm 32铁心长度L /mm 367.5铁心高度h /mm 170.0初级槽深h 11/mm 36.5初级槽宽b 11/mm 13.3齿宽t /mm 15.53永磁体厚度h M /mm 6气隙长度δ/mm 1极弧系数0.8665电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀㊀㊀对电机的推力与推力波动进行有限元仿真,如图6所示㊂图6㊀电机推力波形Fig.6㊀Waveform of motor thrust直线电机平均推力2012.3N,推力波动峰峰值283N,由于电机推力波动百分比14.4%ȡ5%,不满足电机推力波动性能指标,所以后文从初级长度和端齿结构两方面抑制端部力,降低电机推力波动㊂3㊀电机初级长度优化由于本文直线电机动子长度大于2倍极距,所以端部力可等效2个半无穷长度电枢端部受力的合力㊂如图7所示,左右端部力波形近似周期为一个极距的正弦波,通过改变动子长度来调节左右端部力互差相位,即可削弱端部力㊂图7㊀端部力波形Fig.7㊀Waveform of end force将左右端部力波形用傅里叶表达式表示,对其合力进行解析计算㊂左右两端端部力表达式以及合力表达式分别为:F R =F 0+ðɕn =1F sn sin 2n πτx ;(1)F L =-F 0+ðɕn =1F sn sin 2n πτ(x +σ);(2)F =F R +F L =ðɕn =1F sn [sin 2n πτx +sin2n πτ(x +σ)]㊂(3)式中:σ=L -mτ,L 为初级长度;m 为任意正整数;F R ㊁F L 分别为左右端部力;F 为端部力合力㊂对式(3)进一步整理可得F =2ðɕn =1F sn cos(n πτσ)sin(n πτσ+2n πτx )㊂(4)考虑到单一结果对直线电机最优长度选择的不准确性,所以对式(4)可以分成两种情况考虑,确定最优长度范围㊂第一种情况,满足下式:㊀㊀㊀㊀㊀n πτσ=k π2;(5)㊀㊀㊀㊀㊀L =(k2n+m )τ㊂(6)第二种情况,当x =L 时,满足下式:㊀㊀㊀㊀n πτσ+2n πτx =k π;(7)㊀㊀㊀㊀L =(m 3+k3n)τ㊂(8)式中:n 取值为1;k 为任意正整数(这里取值为1)㊂根据式(6)㊁式(8),分别计算出2个长度值为368mm 和374mm,即合适初级长度在368~374mm 范围内㊂并在此范围利用有限元分析计算电机推力波动峰峰值和平均推力,确定电机最优初级长度㊂电机368~374mm 推力波动峰峰值和平均推力如表5所示,变化趋势如图8所示㊂表5㊀电机不同初级长度平均推力和推力波动峰峰值Table 5㊀Peak end force of primary lengths under no-load初级长度/mm推力波动峰峰值/N平均推力/N 368271.72014.3369238.52017.7370210.62021.2371195.72024.3372209.62027.1373232.72030.3374268.12033.2由表中数据可知,直线电机初级长度为371mm时,电机的推力波动峰峰值最小为195.7N,相比于初始模型,电机推力波动削弱了30.8%,验证了解75第8期韩雪岩等:永磁直线电机端部力抑制措施析计算结果的可靠性,利用解析式计算出直线电机可选初级长度范围,避免大量利用有限元仿真,节省时间㊂图8㊀不同初级长度推力和推力波动峰峰值变化图Fig.8㊀Variation of thrust and peak to peak of thrustfluctuation at different primary lengths相比于初始长度367.5mm,初级长度371mm 时,电机推力增加满足性能指标要求,推力波动虽然不满足性能指标但也有大幅度削弱,所以后文在此电机初级长度基础上对电机推力波动进行优化㊂4㊀电机端齿结构优化根据文献[12],利用能量法对端部力进行解析计算,即F =- ΔW x =2δϕ2m μ0k 1τ2l ef 2πðɕn =11nsin n 2πτx ()㊂(9)得其幅值为f =2δϕ2mμ0k 1τ2l ef㊂(10)式中:δ为等效气隙长度;μ0为真空磁导率;k 1为磁通压缩系数;τ为极距;l ef 为动子铁心叠压长度;ϕm 为端部纵向磁通最大值㊂由式(10)可知,电机的端部纵向磁通最大值对端部力影响程度最大,所以本文通过优化边齿结构抑制纵向磁通,降低端部力㊂本文分别采用电机边齿倒角结构,端部磁块结构和一种新型的梯形磁块结构3种边齿结构对比计算㊂4.1㊀边齿倒角结构由于电机边齿底部磁密较大,所以本文对边齿底部削角,抑制纵向磁通,降低端部力㊂倒角设计方案如图9所示,削角前后电机边齿处磁力线变化如图10所示㊂图9㊀倒角设计方案Fig.9㊀Chamfer designscheme图10㊀削角后端部磁力线分布图Fig.10㊀Distribution of magnetic field lines at cut ends由图10可知,底部削角对直线电机端齿底部磁力线有明显改善㊂验证了底部倒角削弱端部力的可行性㊂本文对倒角长度x 和倒角高度y 参数化计算㊂图11为不同倒角长度与高度时永磁直线同步电机的推力与推力波动变化图㊂由图11(a)可见,随着倒角长度x 和倒角高度y 增加,电机的推力逐渐减小,在x <14mm 且y <2.4mm 时,电机推力大于2000N,满足性能指标㊂所以在此区域内,选取推力波动最小值点㊂由图11(b)可见,当倒角横向长度x =12mm,纵向长度y 为2mm 时,电机推力波动为最小值,降低到117.3N,且推力为2004.2N,推力满足指标要求,相比于电机最优初级长度时,推力波动削弱58.5%㊂4.2㊀端部磁块结构端部磁块结构的想法来源于电器学中分磁环的理论,其结构如图12所示,在磁极端面一部分套上85电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀一个导体块作为分磁环,分磁环存在可以使通过正常支路磁通与经过有分磁环支路磁通之间出现了相位差[13]㊂图11㊀不同倒角长度与高度时电机的推力与推力波动Fig.11㊀Motor thrust and thrust fluctuation at differentchamfer lengths andheights图12㊀分磁环结构图Fig.12㊀Structure diagram of magnetic ring而本文参考电器学中分磁环结构放置方法,在电机端齿外侧合适位置贴加一种与铁心材料相同的端部磁块结构,电机端部磁块结构见图13㊂图13㊀电机端部磁块结构Fig.13㊀Magnetic block structure at motor end由于电机端齿底部纵向磁通密度较大,所以应用端部磁块结构调节电机纵向磁通分布㊂通过调整磁块位置,抑制纵向磁通,进而削弱端部力㊂但考虑到电机总长需要满足最优初级长度,添加磁块会导致电机总长变长,所以将一部分电机初级长度等效成端部磁块,这样既能保证电机最优长度不变还能利用磁块结构削弱推力波动㊂电机磁块等效图见图14㊂图14㊀端部磁块等效图Fig.14㊀Equivalent diagram of end magnetic block考虑到纵向磁通的削弱的同时,负载推力也有所削弱,为了满足电机性能指标,需要选择合适的位置来放置端部磁块㊂所以本文主要针对磁块长度a ,磁块高度b ,磁块上移高度h ,3个结构参数进行参数化计算㊂由于对3个结构参数进行参数化分析,计算量较大,所以先利用控制变量法,计算单个变量对直线电机推力与推力波动的影响情况㊂然后对主要结构参数进行参数化计算㊂单个变量对推力与推力波动的影响情况见图15㊂由图15可见,磁块高度b 对电机的推力与推力波动影响最小,这是因为边齿纵向磁通集中在边齿底部,磁块变高对纵向磁通影响不显著㊂基于图中变化情况,本文确定电机磁块高度为14mm,然后利95第8期韩雪岩等:永磁直线电机端部力抑制措施用有限元分析磁块长度a 和磁块上移高度h 对推力和推力波动的影响情况,结果见图16㊂图15㊀单个变量对推力与推力波动的影响情况Fig.15㊀Impact of single variable on thrust and thrustfluctuation图16(a)显示,推力随着磁块长度a 增加和磁块上移高度h 增加而降低㊂当磁块长度a ɤ8mm,磁块上移高度h ɤ1.6mm 时,推力大于2000N,满足指标要求,所以在此区域内,选取推力波动最小值点㊂图16(b)显示,在推力满足性能指标范围内,当磁块长度a =8mm,h =1.4mm 时,电机推力波动最小值为90.7N㊂图16㊀不同磁块长度和磁块上移高度电机的推力和推力波动Fig.16㊀Thrust and thrust fluctuation of motor withdifferent magnetic block length and magnetic block upward moving height所以初步选取磁块长度a 为8mm,磁块高度b 为14mm,磁块上移高度h 为1.2mm,电机推力波动为90.7N,推力为2003.2N,相比于电机初始模型,推力波动削弱67.9%㊂4.3㊀梯形磁块结构由于电机边齿倒角和磁块结构都可以对电机纵向磁通进行削弱,降低端部力,抑制电机推力波动㊂所以本文提出一种新结构,将磁块结构与倒角结构相结合,在边齿处贴上一个近似梯形的磁块结构,最大程度上削弱电机端部力㊂含梯形磁块结构见图17㊂6电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀图17㊀梯形磁块结构Fig.17㊀Trapezoidal magnetic block structure考虑到边齿处磁块优化变量较多,参数化计算较为复杂,本文利用Kriging 代理模型与多目标遗传算法结合的优化方法,对多结构参数进行寻优,最大程度削弱端部力,满足电机指标要求㊂其优化过程为:首先确定约束与优化目标:确定4个优化变量的取值范围,明确优化目标推力与推力波动㊂其次选取样本空间:利用拉丁超立方试验设计,对4个优化变量进行随机取样,构建样本空间,并用有限元分析计算各样本点的推力与推力波动㊂然后构建代理模型:利用已有样本空间构建Kriging 代理模型最后目标寻优,利用多目标遗传算法对优化目标推力与推力波动进行优化收敛,获得pareto 解集选择最优参数结构㊂1)确定约束与优化目标㊂针对磁块上移高度h ,磁块长度a ,磁块高度b和倒角高度y 约束条件为:0ɤh ɤ2mm;6mmɤa ɤ10mm;6mmɤb ɤ14mm;0ɤy ɤ3mm㊂üþýïïïïï(11)优化目标是保证推力和推力波动满足如下指标要求:F ȡ2000N;F pk2pkɤ100N㊂}(12)式中:F 为电机平均推力;F pk2pk 为电机推力波动峰峰值㊂2)选取样本空间㊂本文采用拉丁超立方抽样(Latin hypercube,LH),是一种从多元参数分布中近似随机抽样的方法㊂样本点选取中设置样本维度为4,样本点为150,对抽样选出的样本点进行有限元计算,计算出电机的平均推力与推力波动峰峰值,为后面的Krig-ing 代理模型的搭建提供数据准备㊂3)代理模型搭建㊂在150个样本点的基础上,搭建Kriging 代理模型,并在此基础上进行优化设计,得到预测更加准确的改进Kriging 代理模型,降低模型的预测误差㊂改进Kriging 代理模型流程图见图18㊂图18㊀改进Kriging 代理模型流程图Fig.18㊀Flow chart of improved Kriging agent model构建代理模型后,选取10个验证点对代理模型的误差进行检验,代理模型检验误差见表6㊂表6㊀代理模型检验误差Table 6㊀Surrogate model text error%㊀模型代理模型平均误差推力推力波动Kriging 9.9620.01改进Kriging4.147.84由表中数据可知,在经过改进后得到Kriging 模型极大程度上降低了原模型的误差,提高了预测精确度㊂16第8期韩雪岩等:永磁直线电机端部力抑制措施4)目标寻优㊂在改进Kriging 代理模型的基础上,利用多目标遗传算法来实现永磁直线同步电机梯形磁块结构的多目标优化㊂设定初始样本数为4000,每次迭代样本选取800,经过10次迭代,选取2个最优结构参数㊂迭代过程见图19,优化结果见表7,表8㊂图19㊀推力波动峰峰值和推力迭代过程Fig.19㊀Peak to peak value of thrust fluctuation andthrust iteration process表7㊀电机最优梯形磁块结构参数Table 7㊀Optimal structure parameters of trapezoidal mag-netic block of motor㊀㊀参数优化点1优化点2磁块上移高度h /mm 0.640.84磁块长度a /mm 8.288.26磁块高度b /mm 7.367.95倒角高度y /mm0.780.58表8㊀电机优化结果Table 8㊀Motor optimization results参数推力/N误差值/%推力波动峰峰值/N 误差值/%模型优化点12000.0仿真验证点12000.30.0180.9885.71 5.84模型优化点22000.2仿真验证点22000.282.7584.151.69㊀㊀由表中优化结果可知,针对电机推力,Kriging 模型对电机推力的优化准确度很高,误差值几乎可以忽略,电机推力也稳定在2000N 附近㊂针对电机推力波动,误差值也稳定在平均误差之下,最优点推力波动峰峰值也降低到84.15N㊂相比于电机初始模型,推力波动削弱了70.2%,推力波动百分比为4.2%,满足电机指标要求㊂最后对4种措施进行对比:初级长度优化,倒角优化,端部磁块结构,梯形磁块结构优化数据对比见表9㊂表9㊀4种方案数据对比Table 9㊀Data comparison of four schemes参数推力波动峰峰值/N推力波动百分比/%初始电机28314.4长度优化195.79.67倒角优化117.3 5.85端部磁块90.7 4.52梯形磁块84.154.2对比数据可得,选择梯形磁块结构,推力2000.2N,推力波动峰峰值84.15N,推力波动百分比为4.2%,满足电机性能指标㊂5㊀结㊀论本文首先通过实验平台对一台现有样机的磁阻力进行实验,将实验测得空载推力波动数据与仿真值对比,其差值小于2.7%,由此验证了仿真计算的准确性㊂然后针对11极12槽永磁直线电机推力波动难以达到性能指标要求,从初级长度与端齿结构两方面削弱端部力,降低推力波动,结论如下:1)针对电机初级角度,利用傅里叶分解,推导出直线电机最优长度计算公式,可计算出电机最优初级长度范围,提高公式通用性㊂并在此范围内利用有限元仿真进一步优化电机长度,可得电机最优长度为371mm,推力波动195.7N,相比于原始电机,推力波动削弱了30.8%㊂2)针对端齿结构,分别采用底部倒角结构,端部磁块结构,以及梯形磁块结构,3种方法削弱端部力,降低推力波动,可将电机推力波动分别削弱58.5%㊁67.9%㊁70.2%㊂其中,考虑到梯形磁块结构的多参数的计算复杂性,选用基于Kriging 代理模26电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀型的多目标遗传算法的优化方案,在满足电机性能指标的基础上可最大程度削弱端部力,降低推力波动㊂最后选择梯形磁块结构,推力2000.2N,推力波动峰峰值84.15N,推力波动百分比为4.2%,满足电机性能指标㊂但是由于磁块为导电物质,在磁场变化下容易引起涡流损耗,可能导致磁块温度过高对电机本体造成影响,需要后续实验进一步分析㊂参考文献:[1]㊀陈兴林,杨天博,刘杨.直线电机定位力波动的辨识及迭代补偿方法[J].电机与控制学报,2015,19(2):60.CHEN Xinglin,YANG Tianbo,LIU Yang.Method of cogging force compensation for linear motor based on model identification and iterative learning[J].Electric Machines and Control,2015, 19(2):60.[2]㊀沈燚明,卢琴芬.初级励磁型永磁直线电机研究现状与展望[J].电工技术学报,2021,36(11):2325.SHEN Jianming,LU Qinfen.Overview of permanent magnet linear machines with primary excitation[J].Transactions of China Elec-trotechnical Society,2021,36(11):2325.[3]㊀李雄松,崔鹤松,胡纯福,等.平板型永磁直线同步电机推力特性的优化设计[J].电工技术学报,2021,36(5):916.LI Xiongsong,CUI Hesong,HU Chunfu,et al.Optimal design of thrust characteristics of flat-type permanent magnet linear synchro-nous motor[J].Transactions of China Electrotechnical Society, 2021,36(5):916.[4]㊀卢琴芬,沈燚明,叶云岳.永磁直线电动机结构及研究发展综述[J].中国电机工程学报,2019,39(9):2575.LU Qinfen,SHEN Jianming,YE Yunyue.Development of perma-nent magnet linear synchronous motors structure and research[J].Proceedings of the CSEE,2019,39(9):2575.[5]㊀于立娟,秦平,李登举.永磁直线同步电动机推力波动分析及抑制方法综述[J].微特电机,2014,42(7):33.YU Lijuan,QIN Ping,LI Dengju.Review on analysis and sup-pression methods of thrust ripple of permanent magnet linear syn-chronous motor[J].Small and Special Electrical Machines, 2014,42(7):33.[6]㊀冀相,许金,黄垂兵,等.永磁直线同步电机推力脉动削弱方法综述[J].电机与控制应用,2019,46(1):70.JI Xiang,XU Jin,HUANG Chuibing,et al.Review of methods for reducing thrust ripple of permanent magnet linear synchronous motor[J].Electric Machines and Control Application,2019,46(1):70.[7]㊀王昊,张之敬,刘成颖.永磁直线同步电机定位力分析与实验研究[J].中国电机工程学报,2010,30(15):58.WANG Hao,ZHANG Zhijing,LIU Chengying.Detent force anal-ysis and experiment for permanent magnet linear synchronous motor [J].Proceedings of the CSEE,2010,30(15):58. 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永磁同步电机电磁设计及优化研究
永磁同步电机电磁设计及优化研究下载提示：该文档是本店铺精心编制而成的，希望大家下载后，能够帮助大家解决实际问题。
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轴向磁通磁场调制永磁电机的设计与分析
摘要随着我国城市化建设的不断发展，城市轨道交通因其容量大、安全快捷、准时高效、低碳环保等优势，逐渐成为城市公共交通的支柱。
由于城市轨道交通运量大，耗能高，节能减耗已成为我国城市轨道交通发展的重要课题。
近年来，永磁直驱牵引系统凭借其低能耗、高功率密度、噪声小等优点受到越来越多的关注，在轨道交通领域具有广泛的应用前景。
本文针对永磁直驱牵引系统的现状与挑战，将磁场调制电机与该系统结合，提出并设计了一款可满足直驱牵引系统需求的轴向磁通磁场调制电机。
按照电机研究的思路，本文首先回顾了磁场调制理论，分析比较了现有磁场调制电机与轴向磁通电机的拓扑结构，提出了一款性能优良的多气隙轴向磁通磁场调制电机拓扑。
本文电机理论分析部分从该拓扑的等效磁路模型入手，结合绕组方程，给出了电机模型的气隙磁导、反电势和转矩表达式。
电机设计部分，本文首先依据设计经验和准三维有限元仿真，初步确定了一套电机尺寸；随后利用解析公式、准三维有限元和三维有限元仿真矫正了电机性能，并探究了极比对电机的影响。
此外，本文通过将提出的电机拓扑与几种传统结构对比，进一步说明了其性能优势。
电机优化方面，本文使用了遗传算法确定了最优电机设计。
样机测试部分，本文首先根据电机性能特点选择了合适的控制策略，随后确定了样机装配方式，设计了支撑结构并委托加工公司完成了各部件的加工和电机组装，最终进行了样机测试。
本文设计的多气隙轴向磁通磁场调制电机拓扑一方面改善了传统游标电机功率因数低、端部长的问题，同时也提高了电机转矩密度，降低了电机铜耗，适用于直驱牵引系统应用场合。
关键词：磁场调制永磁电机等效磁路模型功率因数准三维有限元遗传算法ABSTRACTWith the continuous development of Chinese urbanization, urban rail transit is becoming the backbone of urban public transport due to advantages such as large capacity, safety, punctuality and high speed, high efficiency and low carbon emission. Meanwhile, since the volume of urban rail transit is quite large, it is high energy consumed, which makes energy conservation and emissions reduction an important issue in the development of Chinese urban rail transit. In recent years, the permanent magnet direct-drive traction system has drawn more and more attention because of its low power consumption, high power density and low noise, which makes it have wide application prospect in railway transportation field.Based on the current condition and challenge of the permanent magnet direct drive traction system, this paper cooperates flux modulation machines with permanent magnet direct-drive traction system and proposes an axial-flux flux modulation machine for direct-drive traction system. Based on the current condition and challenge of the permanent magnet direct drive traction system, this paper cooperates flux modulation machines with permanent magnet direct-drive traction system and proposes an axial-flux flux modulation machine for direct-drive traction system. By reviewing existing flux modulation machines and axial-flux topologies, a multi-air-gap axial-flux flux modulation topology named triple-rotor axial-flux spoke-array vernier permanent magnet (TR-AFSA VPM) machine is proposed in this paper. For the theoretical analysis, equivalent magnetic circuit model of the proposed machine is firstly established. By cooperating with the winding function, analytical equations of the machine airgap permeance, back-EMF and torque are given. For the machine design, a set of primary main parameter specifications is determined based on design experiment and quasi-3D finite element analysis (FEA). After that, analytical equations, quasi-3D FEA and 3D FEA are applied to determine the machine performance. The relationship between machine pole ratio and performances are also investigated. Moreover, by comparing with several conventional vernier machines and another multi-air-gap axial-flux flux modulation topology called triple-stator axial-flux spoke-array vernier permanent magnet (TS-AFSA VPM) machine, advantages of the TR-AFSA VPM machine is revealed. For theoptimization, this paper chooses multiobjective genetic algorithm for settling the final design. For experiment, a proper control strategy is determined firstly. A prototype is designed, manufactured and tested.The multi-air-gap axial-flux flux modulation topology proposed in this paper not only can improve the low power factor and long end-winding length issue in conventional vernier machines, but also enhances the machine torque density and lower its copper losses. Therefore, it is suitable for direct-drive traction applications.Key words：Flux modulation permanent magnet machine Equivalent magnetic circuit Power factor Quasi-3D FEA Genetic algorithm目录摘要 (I)Abstract (II)1 绪论 (1)1.1研究背景与意义 (1)1.2磁场调制电机的研究概况 (2)1.3论文的主要研究内容 (6)2 磁场调制永磁电机的理论分析 (9)2.1磁场调制永磁电机的工作原理 (9)2.2电机模型推导 (11)2.3电机性能特点 (14)2.4本章小结 (16)3 多气隙轴向磁通游标永磁电机拓扑 (17)3.1TR-AFSA VPM电机拓扑简介 (17)3.2TR-AFSA VPM电机模型推导 (21)3.3TR-AFSA VPM电机有限元仿真和公式对比 (27)3.4TR-AFSA VPM电机与其他拓扑比较 (37)3.5本章小结 (42)4 TR-AFSA VPM电机参数优化和控制策略 (44)4.1遗传算法的基本原理及核心理论 (44)4.2NSGA-Ⅱ算法 (47)4.3采用NSGA-Ⅱ算法优化TR-AFSA VPM电机 (49)4.4控制策略简介 (54)4.5本章小结 (57)5 样机测试 (58)5.1样机设计与测试平台 (58)5.2测试结果 (61)5.3本章小结 (63)6 总结与展望 (64)6.1全文总结 (64)6.2课题展望 (65)致谢 (66)参考文献 (67)附录I 硕士研究生期间发表的学术论文 (72)1 绪论1.1 研究背景与意义我国城市轨道交通建设最早可追溯至上世纪60年代。
新型永磁游标电机拓扑结构
新型永磁游标电机拓扑结构引言新型永磁游标电机是一种新型的电机结构，采用永磁材料作为磁场源，通过游标的运动实现转子和定子之间的磁场耦合，从而实现电机运转。
本文将对新型永磁游标电机的拓扑结构进行深入探讨。
传统电机结构的缺陷传统的永磁电机结构主要包括永磁同步电机、永磁直流电机等。
这些电机结构存在一些不足之处，如磁场泄漏、铁耗损等。
为了克服这些问题，研究人员提出了新型的永磁游标电机结构。
新型永磁游标电机的基本原理新型永磁游标电机采用了游标结构，游标由铁芯和绕组构成。
游标可以自由运动，同时通过电流的输入，可以改变游标的位置，从而改变转子和定子之间的磁场耦合关系，实现电机的运转。
新型永磁游标电机的磁场分布更加均匀，磁场泄漏现象得到了一定程度的抑制。
新型永磁游标电机的拓扑结构新型永磁游标电机的拓扑结构包括转子和定子两部分。
转子部分包括游标、永磁材料和转子绕组等组成，定子部分包括定子绕组和定子铁芯等组成。
通过电流输入，可以控制游标的位置，从而控制转子和定子之间的磁场耦合关系。
新型永磁游标电机的优势新型永磁游标电机相比传统电机结构具有以下优势： 1. 磁场均匀：通过游标的移动，可以实现磁场的均匀分布，减小磁场泄漏现象。
2. 铁耗损降低：新型结构可以减小铁耗损，提高电机的效率。
3. 控制灵活：通过控制电流，可以实现对游标位置的精确控制，进而实现对电机性能的优化。
新型永磁游标电机的应用前景新型永磁游标电机具有广阔的应用前景，可以应用于各种领域，如工业制造、交通运输、家电等。
其优异的性能和灵活的控制特性，使其成为未来电机领域的研究热点。
结论新型永磁游标电机是一种具有优越性能的电机结构，通过游标的运动和电流的控制，实现了对转子和定子之间磁场耦合关系的灵活控制。
新型结构克服了传统电机结构的一些缺陷，具有更好的磁场分布和较低的铁耗损，展现出广阔的应用前景。
随着电机技术的不断发展，相信新型永磁游标电机将会在各个领域得到广泛应用。
机械加工知识考试(试卷编号1111)
机械加工知识考试(试卷编号1111)1.[单选题]CA6140车床表示床身上 大工件回转直径为( )mm的卧式车床。
A)140B)400C)200答案:B解析:2.[单选题]对于孔系加工要注意安排加工顺序，安排得当可避免( )而影响位置精度。
A)重复定位误差B)定位误差C)反向间隙答案:C解析:3.[单选题]在钻孔加工时，孔径尺寸往往大于钻头直径的原因是( )A)主轴回转精度差B)钻头未加冷却液C)钻头刃磨误差答案:C解析:4.[单选题]普通车床的主参数是( )。
A)车床最大轮廓尺寸B)主轴与尾座之间最大距离C)中心高D)床身上工件最大回转直径答案:D解析:5.[单选题]在磨削加工中,如果工件尺寸精度为IT5,表面粗糙度为Ra( )时,一般要经过粗磨、半精磨、精磨和精密磨削。
A)0.025-0.05μmB)0.05-0.1μmC)0.1-0.2μmD)0.2-0.8μm答案:C解析:D)热处理答案:B解析:7.[单选题]零件在外力作用下形状和尺寸所发生的变化称为（ ）。
A)变形B)断裂C)退火D)扭曲答案:A解析:8.[单选题]特级质量钢的含磷量<0.025%，含硫量( )A)等于0.675%B)<0.015%C)等于0.11%D)<0.5%答案:B解析:9.[单选题]相邻两牙在( )线上对应两点之间的轴线距离,称为螺距。
A)大径B)中径C)小径D)中心答案:B解析:10.[单选题]精密研磨场地的( ),对工件的表面质量影响很大。
A)温度B)湿度C)尘埃D)震动答案:C解析:11.[单选题]加工中心的最大特点是( )，即灵活、通用、万能，可加工不同形状的工件。
解析:12.[单选题]高速机械的( )是可能起振动的主要部件。
A)支架B)轴承C)转子D)电动机答案:C解析:13.[单选题]切槽刀刀头面积小，散热条件( )。
A)差B)较好C)好D)很好答案:A解析:14.[单选题]特殊深孔加工需要使用( )刀具和特殊附件。
一种内置式游标永磁电机[发明专利]
![一种内置式游标永磁电机[发明专利]](https://img.taocdn.com/s3/m/f83d84fd5122aaea998fcc22bcd126fff7055dff.png)
专利名称：一种内置式游标永磁电机
专利类型：发明专利
发明人：高玉婷,李大伟,小坂卓,曲荣海,刘洋申请号：CN202111388587.4
申请日：20211122
公开号：CN114123584A
公开日：
20220301
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：本发明公开了一种内置式游标永磁电机，属于电机相关技术领域。
包括：同轴套装的定子和转子，所述转子包括转子铁芯以及在转子铁芯的圆周均匀分布的多个V形永磁体，在相邻所述V形永磁体之间设置有辐条形永磁体，工作时，相邻V形永磁体之间的励磁方向相反；相邻辐条形永磁体之间的励磁方向相反。
本发明的内置式游标永磁电机，内置式V形和辐条形组成的结构使得本发明的电极输出转矩不仅包含永磁转矩分量，还有磁阻转矩分量。
而传统游标永磁电机仅具有永磁转矩分量，因此本发明相对于传统游标永磁电机具有更高的转矩密度。
同时，本发明的齿槽转矩与转矩波动相比传统的内置式永磁电机更小。
申请人：华中科技大学
地址：430074 湖北省武汉市洪山区珞喻路1037号
国籍：CN
代理机构：华中科技大学专利中心
代理人：李智
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新型永磁游标电机拓扑结构
新型永磁游标电机拓扑结构引言新型永磁游标电机是一种基于永磁技术的电动机，其拓扑结构设计独特，具有许多优点。
本文将详细介绍新型永磁游标电机的拓扑结构、工作原理以及应用领域等内容。
1. 拓扑结构概述新型永磁游标电机采用了特殊的拓扑结构，使其在性能和效率方面具有显著优势。
该拓扑结构主要包括定子、转子、磁场产生器等组成部分。
1.1 定子定子是新型永磁游标电机的固定部分，通常由一组线圈或绕组组成。
这些线圈或绕组通过外部电源供电，产生旋转磁场，驱动转子运动。
1.2 转子转子是新型永磁游标电机的旋转部分，通常由一组永磁体组成。
这些永磁体通过自身的磁场与定子产生的旋转磁场相互作用，从而实现转子的运动。
1.3 磁场产生器磁场产生器是新型永磁游标电机的关键部分，用于产生定子的旋转磁场。
常见的磁场产生器包括永磁体、电磁铁等。
其中，永磁体具有稳定的磁性能，能够提供持久而强大的磁场。
2. 工作原理新型永磁游标电机的工作原理基于电磁感应和力学运动原理。
当外部电源通电时，定子中的线圈或绕组会产生旋转磁场。
转子中的永磁体也会产生自身的静态磁场。
这两个磁场相互作用，使得转子受到力的作用，从而开始旋转。
通过调节定子线圈或绕组中通电的方式和顺序，可以控制旋转方向和速度。
3. 优点和应用领域3.1 优点新型永磁游标电机相比传统电机具有许多优点：•高效率：新型永磁游标电机采用永磁体作为转子，无需消耗能量产生磁场，因此具有更高的效率；•高转矩密度：由于永磁体提供了强大的磁场，新型永磁游标电机具有更高的转矩密度；•高速度范围：新型永磁游标电机能够在较宽的速度范围内工作，具有良好的调速性能；•低噪音和振动：由于新型永磁游标电机无需使用换向器等机械部件，因此运行时噪音和振动较低。
3.2 应用领域新型永磁游标电机在许多领域都有广泛的应用，包括但不限于：•工业自动化：新型永磁游标电机可用于驱动各种工业设备和机械，如机床、输送带、风扇等；•交通运输：新型永磁游标电机可用于电动汽车、电动自行车等交通工具中，提供高效、低噪音的驱动力；•家用电器：新型永磁游标电机可用于家庭电器，如洗衣机、空调等，提供高效、节能的驱动力。
永磁游标电机特点
永磁游标电机特点
永磁游标电机是一种磁场调制电机，基于“磁齿轮效应”，通过调磁块将气隙中定子低极对数磁场调制成转子高极对数的磁场，从而实现自降速、提高输出转矩。
以下是永磁游标电机的特点：
1.结构简单、转矩密度高、可靠性强，可以被应用在低速直驱大转矩场合。
2.多齿结构的VPM电机可作为步进电机或低速同步电机，充分发挥在工业高精度控制领域的作用。
3.能够输出大转矩，缺点是功率因数较低，在同样的转速情况下，其定子铁损比一般永磁同步电机(PMSM)大。
4.尺寸小，转矩密度更大。
5.能够在低速运行时产生较大的推力，这得益于其利用了自身结构的游标效应，非常适用于风力发电、电动船舶等领域。
6.脱胎于此的永磁游标电机既拥有永磁电机的诸多优点，如鲁棒性强可靠性高等，又在机器传动效率及传递转矩等能力上具有更为可观的改善潜力，非常适合应用于低速大转矩的工作场合上。
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摘
要 ：直线 电机 目前取代 了旋转 电机加 丝杠 的传动方式 ，现阶段广泛应用 于数控机 床加工等 直驱应用场 合。 由于
传统的直线永磁 同步 电机很难进 一步提高推力密度 ，基于磁场调制原理工作 的直线游标永 磁 电机被 提出 以进 一步提
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机定位力 。
关键词 ：直线永磁游标 电机 ；设 计方法 ；推力密度 ；定位力优化
中 图分 类 号 ：Ｔ Ｍ３ ５ ９ ． ４；Ｔ Ｍ３ ５ １ 文 献 标 志 码 ：Ａ 文章编号 ：１ ０ ０ １ — ６ ８ ４ ８ （ ２ ０ １ ７ ） ０ ８ — ０ ０ ２ ０ — ０ ４
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高推 力 密 度 。本 文 提 出 了一 种 新 型直 线 永 磁 游 标 电 机 ，分 析 了该 电机 的工 作 机 制 ，验 证 了该 直 线 永 磁 游 标 电 机 在 具
有简单拓扑结构 的同时 ，推力密度有 着显著的提高 ，并对直线 电机 的端部定 位力进行解 析及优 化 ，进一步减 小了 电
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