黃旭珍

(南京航空航天大學(xué) 江蘇省新能源發(fā)電與電能變換重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210016)

李立毅

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 電磁與電子技術(shù)研究所，哈爾濱150001)

目前，中小功率的飛行器作動器，普遍采用旋轉(zhuǎn)電機(jī)加滾珠絲杠等中間轉(zhuǎn)換機(jī)構(gòu)的方案，該方案具有無油液泄漏、結(jié)構(gòu)簡單、功率密度高等優(yōu)點(diǎn)［1-2］.但是由于采用復(fù)雜中間傳動機(jī)構(gòu)存在傳動間隙、回程差等非線性因素，而且機(jī)械傳統(tǒng)機(jī)構(gòu)的響應(yīng)時間遠(yuǎn)高于電器元件，使得系統(tǒng)的動態(tài)性能及控制精度的提高受到了一定的限制.而直線電機(jī)可以直接輸出直線運(yùn)動，是一種直接驅(qū)動系統(tǒng)，有利于實(shí)現(xiàn)高動態(tài)、高精度運(yùn)動控制.

近年來，對直線電機(jī)的研究成為熱點(diǎn)，直線電機(jī)在航空航天飛行器上的應(yīng)用，受到越來越多的關(guān)注.多種采用直線電機(jī)的電力作動器概念被提出及研究，包括隔振系統(tǒng)、閥門控制、機(jī)翼控制、舵面控制等，簡述如下:在飛機(jī)、航天器上的精密儀器，需要低振動低噪聲的工作環(huán)境，因此振動隔離裝置或系統(tǒng)就成為飛行器上的不可或缺的系統(tǒng)，這些隔振系統(tǒng)對作動器提出了體積小、質(zhì)量輕、高加速度、快速響應(yīng)等性能要求，在此類隔振系統(tǒng)中，多種直線電機(jī)被用作作動器.如意大利的Del Vecchio等人在天文望眼鏡的平臺上采用了內(nèi)嵌永磁體圓筒型同步直線電機(jī)作為作動器［3］;在多種隔振平臺中采用高動態(tài)音圈直線電機(jī)作為作動器［4-7］;將雙邊平板型永磁同步電機(jī)作為發(fā)動機(jī)閥門控制的作動器［8］;具有三維磁路的多氣隙永磁直線電機(jī)被提出并研究應(yīng)用于飛機(jī)起落架的控制［9-10］.可見，在各種機(jī)電作動器中，直線電機(jī)的應(yīng)用越來越多，各種新型直線電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)受到廣泛關(guān)注.

在各種直線電機(jī)結(jié)構(gòu)和拓?fù)渲?，圓筒型永磁直線電機(jī)具有無橫向鐵心端部、繞組利用率高、推力密度大、無單邊磁拉力等優(yōu)點(diǎn)［11-12］.而采用無槽繞組結(jié)構(gòu)，克服了齒槽力的影響，電樞反應(yīng)小，使電機(jī)更容易實(shí)現(xiàn)高精度、高動態(tài)性能指標(biāo)［13-14］.本文提出將無槽圓筒型永磁直線電機(jī)用于飛行器姿態(tài)控制作動器，分析研究無槽圓筒型永磁直線作動器繞組的分布特性，闡明相間絕緣厚度的影響，并比較不同繞組結(jié)構(gòu)的作動器的繞組因數(shù).研制無槽圓筒型永磁直線作動器樣機(jī)，進(jìn)行反電勢、推力以及動態(tài)響應(yīng)特性的實(shí)驗(yàn)研究，以論證此類作動器在性能上的優(yōu)勢及應(yīng)用中的潛力.

1 無槽直線作動器的繞組特性

無槽圓筒型永磁直線作動器的結(jié)構(gòu)如圖1所示，其次級上環(huán)形永磁體和環(huán)形導(dǎo)磁鐵心依次套裝在非導(dǎo)磁軸上.初級上，繞制成圓環(huán)形的線餅按照一定的相序排列，并套裝在初級鐵心內(nèi)筒.

1.1 相間絕緣的影響分析

圖2所示的虛槽繞組結(jié)構(gòu)中，每個圓環(huán)形繞組及其絕緣所在區(qū)域形成一個虛槽，繞組內(nèi)圓為強(qiáng)度較高的絕緣骨架材料，每兩個圓環(huán)形線圈之間是相間絕緣，圓環(huán)形線圈與動子鐵心之間是主絕緣.常規(guī)電機(jī)的槽內(nèi)絕緣的厚度比較薄，但是對于無槽結(jié)構(gòu)的電機(jī)省去了齒部，為增強(qiáng)繞組強(qiáng)度，不但需要在面向氣隙的繞組內(nèi)圓采用較厚的絕緣骨架，而且在虛槽之間的相絕緣也采用較厚且強(qiáng)度較好的絕緣材料，甚至在相間絕緣之間插入薄的非導(dǎo)磁的金屬材料作為繞組骨架，以提高無槽繞組的強(qiáng)度.而這些虛槽之間的絕緣或金屬材料，占據(jù)了一定的相角，會影響無槽繞組的分布特性.可見無槽圓筒型直線電機(jī)繞組軸向分布具有特殊性.

圖1 無槽圓筒型直線作動器的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of slot-less tubular linear actuator

圖2 單元電機(jī)的無槽繞組截面圖Fig.2 Section view of slot-less windings of unit motor

繞制的虛槽內(nèi)圓環(huán)形繞組如圖3所示，對于虛槽繞組，盡可能使繞組排列規(guī)整，不但利于減小繞組長度，降低電阻值，提高槽滿率，而且由于繞組所在位置等效于有效氣隙，因此減小繞組徑向厚度，有利于減小主磁路的磁阻，從而提高磁負(fù)荷及電機(jī)的推力密度.

圖3 單個圓環(huán)形繞組Fig.3 Single annular winding

1.2 虛槽繞組軸向分布因數(shù)計(jì)算

對于此類排列規(guī)整的無槽繞組，在對其分析計(jì)算時，可以合理地將單個虛槽內(nèi)的繞組等分為n份，如圖4所示.

因此，如果單個虛槽對應(yīng)的電角度為α，對于槽寬為bs，相間絕緣(或者骨架)寬 bi的虛槽繞組，虛槽內(nèi)實(shí)際繞組所占的電角度為

圖4 單個虛槽內(nèi)繞組的反電勢Fig.4 Back EMF of windings in single virtual slot

考慮到相間絕緣或非導(dǎo)磁這n份繞組產(chǎn)生的反電勢可以分別表示為它們的有效值相等，但是相位相差α'/n，即

當(dāng)這n份繞組反電勢的有效值相等時，上述無槽TPMLM基波的虛槽內(nèi)軸向繞組分布因數(shù)Kds，可以表示為

式中，ENN和ENk分別為繞組反電勢和第 k份繞組的反電勢的有效值.

對式(3)有兩種計(jì)算方法:

1)如果虛槽內(nèi)繞組排列整齊，軸向每層導(dǎo)體數(shù)可以確定，且為n=M，則有

2)如果繞組散下線，可以取n→∞，對式(3)取極限，有

此外，一個極下同相的無槽圓環(huán)形線圈在不同虛槽內(nèi)也存在分布特性，該分布特性與旋轉(zhuǎn)電機(jī)和平板型直線電機(jī)的相同，因此其虛槽內(nèi)的繞組分布因數(shù)Kd的計(jì)算方法也同于旋轉(zhuǎn)電機(jī)和平板型直線電機(jī).

1.3 單極性繞組和雙極性繞組

由于圓筒型永磁直線電機(jī)位于一個虛槽內(nèi)的單個圓環(huán)形繞組即構(gòu)成一個有效繞組元件，因此還可以采用單極性繞組，如圖5所示，與雙極性繞組由AX，B-Y，和C-Z 組成不同，它只包含A，B，C 繞組［15］.

圖5 單極性繞組結(jié)構(gòu)單元電機(jī)Fig.5 Unit motor with single-polar windings

對于圓筒型永磁直線電機(jī)，單極性繞組和雙極性繞組的節(jié)距因數(shù)均為1，但是由于虛槽內(nèi)軸向繞組分布因數(shù)不同，電機(jī)的繞組因數(shù)不同，當(dāng)電機(jī)的極距相等時，表1列出不同相間絕緣骨架厚度時的繞組因數(shù).

所以，對于無槽圓筒型永磁直線電機(jī)，在不影響虛槽內(nèi)繞組匝數(shù)的情況下，適當(dāng)增加相間絕緣骨架的厚度，對繞組因數(shù)的影響并不大.而對于有槽圓筒型永磁直線電機(jī)，上述雙極性繞組和單極性繞組的繞組因數(shù)相同.

表1 不同相間絕緣骨架厚度時的繞組因數(shù)Table 1 Winding factor of the motor with different phase insulation thickness

圖6為兩種繞組所對應(yīng)的空載反電勢曲線.雙極性繞組和單極性繞組的空載反電勢基波幅值分別為40.15和33.79 V，計(jì)算結(jié)果與繞組系數(shù)計(jì)算結(jié)果相符，這也驗(yàn)證了虛槽內(nèi)軸向繞組分布因數(shù)的合理性.

圖6 空載反電勢波形Fig.6 No-load back EMF wave

為提高電機(jī)的推力，常選用繞組因數(shù)高的繞組方案.但是當(dāng)電機(jī)極距較小時，單極性繞組的寬度是雙極性繞組的兩倍，槽數(shù)減半，繞組的繞制及接線工藝簡化，利于提高槽滿率，此時，綜合考慮繞組因數(shù)、繞組工藝、槽滿率等，單極性繞組也是一可行的繞組方案.

2 圓筒型直線作動器的實(shí)驗(yàn)研究

研制了無槽圓筒型直線作動器樣機(jī)，樣機(jī)由初級組件、次級組件和支撐結(jié)構(gòu)組成，采用圖2所示的繞組結(jié)構(gòu)，并將樣機(jī)安裝在模擬噴管裝置上，進(jìn)行了論證實(shí)驗(yàn)，如圖7所示.

圖7 無槽圓筒型直線作動器樣機(jī)Fig.7 Prototype of the slot-less tubular linear actuator

對樣機(jī)進(jìn)行了反電勢、推力及動態(tài)性能測試.測得的反電勢波形如圖8所示.電機(jī)的反電勢波形正弦性較好，三相繞組對稱，與有限元仿真計(jì)算結(jié)果基本相符，其峰值略低，這與動子鐵心開引線槽、加工裝配誤差等有關(guān).

圖8 測試空載反電勢波形Fig.8 Tested no-load back EMF waves

采用壓力傳感器對電機(jī)進(jìn)行靜態(tài)推力測試.在給定動子位置下，通過驅(qū)動控制器控制給定繞組電流，使三相繞組加載q軸電流，圖9為測得樣機(jī)的推力-電流曲線.從曲線中可見，計(jì)算和測量電磁推力隨電流基本相符，都呈線性變化趨勢.可見當(dāng)負(fù)載變化時，作動器電樞反應(yīng)較小，該作動器在負(fù)載變化大的應(yīng)用中具有明顯的應(yīng)用優(yōu)勢.

圖9 平均推力隨相電流變化曲線Fig.9 Average thrust vs phase current

通過信號發(fā)生器給定正弦波位置信號，經(jīng)直接驅(qū)動伺服控制，作動器的初級跟隨給定信號做往復(fù)直線運(yùn)動，從而驅(qū)動噴管擺動.圖10為測得的單通道作動器系統(tǒng)位置動態(tài)響應(yīng)曲線，此時作動器的動子位置圍繞零初始位置變化，幅值為±3 mm，頻率為32 Hz，從圖中可見跟蹤信號和給定信號的相角差較小，小于35°，可見系統(tǒng)具有良好的動態(tài)響應(yīng)跟蹤性能.

圖10 單通道直線作動器的位置響應(yīng)波形Fig.10 Positioning response wave of single channel linear actuator

3 結(jié)論

1)本文研究了用于作動器的無槽圓筒型直線電機(jī)的繞組分布特性，給出了其軸向繞組分布因數(shù)的兩種計(jì)算方法.

2)比較得到了考慮相間絕緣的雙極和單極繞組的繞組因數(shù)的規(guī)律，指出隨著槽絕緣寬度增加，兩種繞組的繞組因數(shù)均略有增大.

3)研制了采用無槽圓筒型直線作動器樣機(jī)，并進(jìn)行了在模擬負(fù)載臺上的論證，推力測試結(jié)果表明該作動器的推力隨電流呈線性變化趨勢，電樞反應(yīng)小.動態(tài)響應(yīng)測試的結(jié)果表明，該圓筒型直線作動器的動態(tài)響應(yīng)速度快，且跟蹤精度較高.

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