0引言

現代戰(zhàn)爭的多元化發(fā)展使得傳統(tǒng)武器的弊端愈加凸顯,傳統(tǒng)武器迫切需要進行技術革新^[1]。舵機伺服系統(tǒng)是飛行器、導彈等裝備的重要執(zhí)行機構,其工作原理是驅動器通過控制舵機實現舵面作動,使飛行器產生偏轉、俯仰和滾轉等多姿態(tài)機動動作,按照預定軌跡精確打擊目標_[2—3]。彈用舵機主要有液壓、氣 壓和電動三種驅動方式,相對于傳統(tǒng)液壓和氣壓舵機結構復雜、效率低、成本高的缺點,電動舵機具有 輕質、小體積、響應速度快、可靠性高等優(yōu)勢, 目前正 逐步替代傳統(tǒng)的液壓和氣壓舵機^[4—5]。特別是航空航天領域,由于工作環(huán)境的特殊性,電動舵機已成為國內外研究熱點。永磁無刷直流電動機用永磁磁極代替了勵磁繞組和磁極鐵芯,使得電機性能得到提高,結構得以簡化,具備舵機需求的小體積、高可靠、高效率等優(yōu)點^[6]。選擇永磁無刷直流電動機設計電動舵機 系統(tǒng),可使舵機結構更為緊湊,降低系統(tǒng)生產成本。

本文以某型舵機電機的研制作為工程應用背景,結合電機技術指標、舵機工作環(huán)境和控制方式,運用Maxwell軟件進行電磁仿真分析,從電機結構組成、材料選擇、工藝加工三方面進行設計,分析電機輸出性能是否滿足技術指標,并加工試驗樣機,進行相關試驗驗證。

1 永磁無刷直流電動機設計

1.1電機技術指標

該永磁無刷直流電動機的技術指標如表1所示。

1.2電機主要結構尺寸確定

電機設計的主要尺寸是電機鐵芯直徑和長度,主要尺寸確定以后,其他尺寸就可以大致確定^[7]。電機主要尺寸計算公式:

式中:D為電機鐵芯直徑;l_ef為電樞軸向計算長度;n為轉速;p'為計算功率;α'_p為計算極弧系數;K_Nm為氣隙磁場波形系數;K_dp為繞組系數;A為電負荷;B_δ為磁負荷。

在實際工程應用中,主要尺寸的確定受到計算系數α'p、K_Nm和K_dp的影響較小,計算功率p'一般選取電機額定功率進行計算,當計算功率p'與轉速n一定時,電機本體尺寸與電負荷A、磁負荷B_δ、鐵芯直徑D和鐵芯長度l_ef有關。而電磁負荷A、B_δ的選取通常是電機在工業(yè)生產過程中長期積累的經驗數據,一般根據電機技術指標要求、材料特性和結構特點等確認。初步選定A和B_δ后,可以確定電機的D²l_ef,此時電機結構可設計成細長型,也可設計成粗短型。通常采用電機鐵芯的長徑比λ來反映電機的幾何形狀,λ的大小會影響電機的經濟性、輸出性能、加工性能,其選擇一般受到電機溫升、電樞用銅量、轉子機械強度和電機轉動慣量等影響^[8]。

考慮到所設計電機的體積、質量、工作環(huán)境溫度限制,λ的選擇需適當取較大值,參考已有電機結構尺寸和電磁設計選定λ=1.15,即電機方案選定電樞直徑D=39 mm,電樞軸向計算長度l_ef=45 mm。

1.3電機主要結構材料確定

不同勵磁材料的選擇會對電機輸出性能產生影響,電機主要結構材料為永磁體材料和定子沖片材料,常見的電機用永磁體材料如表2所示。

高性能永磁無刷直流電機常用的永磁材料為稀土鈷和釹鐵硼。對比兩種材料性能,稀土鈷磁性能弱于釹鐵硼,但是磁性能受到溫度影響小,極限工作溫度可達300℃ ^[9]。設計電機工作環(huán)境溫度高于150℃ ,并且電機高速運轉下的溫升較高,為了避免永磁體退磁,選擇稀土鈷作為轉子永磁體。為了滿足電機工藝性,將稀土鈷材料制成表貼式瓦片型磁鋼,磁鋼采用高強度厭氧膠粘接于軸上,同時在磁鋼外圓增加轉子護套,增強轉子機械強度。

隨著舵機向小體積、大功率方向發(fā)展,對電機功率密度提出了更高的要求,電機轉速頻率的增加,限制了定子沖片材料的選擇。電機中常用的定子沖片材料有金屬、硅鋼、軟磁材料和非晶材料,如圖1 (a)所示不同材料磁密曲線,根據電機的工況由材料的飽和磁密、剩磁、矯頑力、加工性能等方面綜合考慮,硅鋼材料的性價比最高,但電機在負載工況下硅鋼片磁密飽和,輸出電流超差,所以本文選擇軟磁合金作為定子沖片材料。沖片的厚度對電機性能影響較大,如圖1(b)所示電機對沖片材料需求,在高頻下,電機損耗以鐵損為主。從降低電機損耗考慮,沖片的設計應該盡量薄。

1.4電機結構模型建立

考慮電機工作環(huán)境和技術指標,確定電機的電磁方案參數,如表3所示。

根據表中電磁參數,使用ANSYS軟件RMxprt模塊建立電機電磁模型,再將其轉換為Maxwell 2D模型。利用“磁路法+有限元法”的方法聯合仿真,對電機進行二維瞬態(tài)場分析,圖2為電機的截面仿真模型。

2電機性能分析

2.1 齒槽轉矩

電機不通電時,開槽定子鐵芯與永磁體之間相互“吸引”,產生這種“吸引”的力就是齒槽轉矩。電機齒槽轉矩的產生對電機性能存在不利影響,會導致輸出轉矩波動、引起振蕩、噪聲等問題,從而影響電機的控制精度,降低電機的動態(tài)性能^[10]。

采用有限元方法對電機的齒槽轉矩仿真進行分析,結果如圖3所示,在不采取相關抑制措施時,電機齒槽轉矩最大值46.9 mN.m。為了提高電機的控制精度、運行平穩(wěn)性,選擇定子開輔助槽的方法來削弱電機齒槽轉矩。定子沖片齒冠開槽數量為2倍定子槽數,增加輔助槽增大了齒槽轉矩基波周期數并減小其幅值,模型如圖4所示。沖片開輔助槽后電機齒槽轉矩降至9.8 mN.m,齒槽轉矩降低了79.1%。

2.2電機輸出性能

利用Maxwell有限元軟件對電機輸出性能進行仿真計算,設置工作電壓110 V,電機置于開環(huán)控制狀態(tài)。如圖5、圖6所示為電機不同工況下的輸出參數曲線,仿真輸出結果如表4所示,所有工況點輸出結果均能滿足設計指標的要求。其中,負載0.2 N·m時效率達94.21%,電機在此工作點工作時最為經濟。

永磁無刷直流電機在負載運行時,電樞反應的影響很大,會使電機鐵芯局部出現飽和,不僅改變了電機的磁路,而且會影響永磁體的工作點。因此在考察負載下電機磁路的飽和情況時,必須利用電磁場有限元計算來進行分析校核。對電機負載工作1N·m時的磁密進行分析,結果如圖7~9所示,定子軛部最大磁密2.02 T,齒部最大磁密1.94 T,氣隙磁密1.54 T。

定子沖片的材料為軟磁合金 ,該材料的飽和磁密約 為2. 18 T ,定子軛部磁密和齒部磁密未達到材料的飽 和磁密 ,軛部磁密趨于處理極限 ,充分對材料磁性能 進行了利用。

3   樣機試驗

為驗證電磁仿真結果的準確度 ,根據上述電機選材和結構尺寸進行電機結構布局,樣機實物如圖10所示,整機由定子、轉子、后端蓋、印制板組件、鎖制器、電連接器等零組件構成。電機的控制由印制板組件實現,印制板組件安裝有霍爾元器件,電機施加電源時,霍爾元器件感應電樞繞組磁勢,進而控制繞組勵磁電流的切換,形成旋轉磁場,驅動轉子旋轉。舵機電機要求雙向旋轉工作,所以為了輸出正反對稱的性能,一般會對印制板組件進行“移刷”,調整正反輸出的霍爾波形一致。對制作的樣機施加額定電壓DC110 V,采用負載測試臺控制電機按表1條件進行工作,得到電機5個工作點時的性能。采樣結果如表5所示,試驗值與仿真值誤差小于5%,滿足電機設計指標要求。

4結論

本文對舵機用永磁無刷直流電動機多工況點開展了仿真設計,采用“磁路法+有限元法”設計出一款滿足技術指標要求的高轉速、高功率密度、高可靠性無刷直流電動機,通過樣機試驗對仿真結果進行驗證。本文研究結果表明,電機損耗受到鐵芯長徑比選擇影響,較大的長徑比可以減小電機損耗,提升電機效率;分數槽極槽配合產生的齒槽轉矩較大,嚴重影響電機控制精度,采用定子齒冠開輔助槽的方式,能有效減小電機的齒槽轉矩,削弱后齒槽轉矩僅為9.8 mN.m,效果明顯;最后對樣機測試數據與有限元仿真數據進行對比,有限元仿真數據與試驗數據誤差在5%以內,滿足設計指標要求,可以應用到工程實際中。

[參考文獻]

[1]姚秋實,李立京.小型旋轉彈電動舵機控制系統(tǒng)的設計與實現[J].自動化與儀表,2019,34(12):11-15.

[2]靳倩.一種單通道小型電動舵機設計與仿真[J].航空兵器,2019,26(3):78-83.

[3]周滿,李冬輝,王立獻,等.電動舵機單閉環(huán)控制系統(tǒng)研究與設計[J].微電機,2023,56(8):16-20.

[4]路文開,張衛(wèi),唐楊.舵機用高速永磁無刷直流電動機設計與分析[J].組合機床與 自動化加工技術,2019 (1):33-36.

[5]王俊杰.面向導彈舵機的永磁同步電機及控制方法研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學,2013.

[6]梁曉峰,劉美鈞,李霜,等.小型電動舵機用永磁無刷直流電機設計[J].電機技術,2021(5):10-13.

[7]王瑋.永磁電機的設計與分析[D].南京:南京理工大學, 2014.

[8]趙春芳,周杰,趙洪森.無刷直流電機的設計及優(yōu)化[J].機電信息,2022(15):30-36.

[9] 陳益廣,鄭軍,魏娟,等.舵機用永磁同步電機的設計與溫度場分析[J].電工技術學報,2015,30(14):94-99.

[10]林明耀,張磊,李鑫.軸向磁場磁通切換永磁電機齒槽轉矩分析[J].電機與控制學報,2009,13(6):787-791.

2024年第11期第7篇