劉細(xì)平 陳 棟 王 敏 黃躍飛 謝清華

(江西理工大學(xué)電氣工程與自動化學(xué)院 贛州 341000)

變磁通軸向磁場永磁電機(jī)機(jī)械動力學(xué)分析與弱磁能力研究

劉細(xì)平 陳 棟 王 敏 黃躍飛 謝清華

(江西理工大學(xué)電氣工程與自動化學(xué)院 贛州 341000)

對機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)(MVFAFPMEM)進(jìn)行機(jī)械動力學(xué)與電磁場仿真分析，研究機(jī)械調(diào)磁裝置的運(yùn)動特性、角度調(diào)節(jié)能力及電機(jī)弱磁能力?；跈C(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)自動分析(ADAMS)虛擬樣機(jī)技術(shù)，研究了不同轉(zhuǎn)速下凸輪角加速度和彈簧形變情況，獲得了轉(zhuǎn)子錯開角度隨電機(jī)轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律；利用有限元方法計(jì)算了轉(zhuǎn)子錯開角度變化時的電機(jī)氣隙磁場，研究了凸輪式機(jī)械調(diào)磁裝置對電磁特性的影響。仿真結(jié)果表明，利用所設(shè)計(jì)的調(diào)磁裝置，可使電機(jī)兩轉(zhuǎn)子間的錯開角度在0°～21°范圍內(nèi)變化，弱磁能力較強(qiáng)。試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了理論與仿真分析的正確性，利用凸輪式機(jī)械調(diào)磁裝置能夠根據(jù)電機(jī)轉(zhuǎn)速自動調(diào)節(jié)兩轉(zhuǎn)子間的相對位置，實(shí)現(xiàn)軸向磁場永磁電機(jī)氣隙磁場強(qiáng)度的寬范圍調(diào)節(jié)。

凸輪 機(jī)械變磁通 機(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)自動分析 錯開角度 弱磁能力

0 引言

變磁通永磁同步電機(jī)是一類具有可變氣隙磁場的特種電機(jī)，磁通的改變可增大電機(jī)低速運(yùn)行時的起動轉(zhuǎn)矩或拓寬電機(jī)高速工作時的調(diào)速范圍，在電動汽車和混合動力汽車驅(qū)動等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景，成為目前研究的熱點(diǎn)。國內(nèi)外學(xué)者專家相繼提出了混合勵磁電機(jī)[1-6]、永磁記憶電機(jī)[7-9]、機(jī)械變磁通永磁同步電機(jī)[10-18]等多種變磁通機(jī)理的永磁電機(jī)，并取得了較為豐碩的研究成果。

機(jī)械變磁通永磁電機(jī)為一種利用附加機(jī)械調(diào)磁裝置實(shí)現(xiàn)氣隙磁場調(diào)節(jié)的新型電機(jī)。此類電機(jī)的關(guān)鍵部件之一——機(jī)械調(diào)磁裝置，直接影響電機(jī)的調(diào)磁效果和瞬態(tài)特性。因此，設(shè)計(jì)機(jī)械變磁通永磁電機(jī)時，需充分考慮該類電機(jī)機(jī)械部分的結(jié)構(gòu)特征及運(yùn)動特性，對電機(jī)進(jìn)行機(jī)械動力學(xué)仿真研究。

基于機(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)自動分析(Automatic Dynamic Analysis of Mechanical Systems,ADAMS)的虛擬樣機(jī)技術(shù)是以機(jī)械系統(tǒng)運(yùn)動學(xué)與動力學(xué)分析為核心的高新技術(shù)，其在復(fù)雜機(jī)械系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與仿真分析領(lǐng)域獲得了廣泛應(yīng)用[19-21]。文獻(xiàn)[19]基于CATIA構(gòu)建了二級齒輪減速器參數(shù)化模型，利用ADAMS建立了減速器虛擬樣機(jī)模型，通過動力學(xué)仿真獲得了各級轉(zhuǎn)速、齒輪嚙合力及嚙合頻率。此外，虛擬樣機(jī)技術(shù)已成為機(jī)器人[22-24]和斷路器[25-27]研究領(lǐng)域的一種基本研究手段。北京礦冶研究院結(jié)合深海復(fù)雜的地質(zhì)特征，運(yùn)用ADAMS對混合越障模式的復(fù)合輪式采礦機(jī)器人進(jìn)行了動力學(xué)建模仿真，獲得了其在越障過程中的動力學(xué)特性和力學(xué)特性，驗(yàn)證了其具有較強(qiáng)的越障能力[22]。電氣絕緣和電力設(shè)備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室借助于ADAMS對塑殼斷路器分閘過程中的連桿轉(zhuǎn)換現(xiàn)象進(jìn)行了研究，仿真分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證表明連桿轉(zhuǎn)換位置的改進(jìn)可以縮短該類斷路器的分閘時間[25]。

本文針對機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)(Mechanically Variable Flux Axial Field Permanent Magnet Electrical Machine,MVFAFPMEM)雙轉(zhuǎn)子/單定子的結(jié)構(gòu)特征，采用凸輪式機(jī)械調(diào)磁裝置調(diào)節(jié)兩盤式轉(zhuǎn)子之間的相對位置；利用SolidWorks與ADAMS聯(lián)合建立電機(jī)的三維虛擬樣機(jī)模型，進(jìn)行動力學(xué)仿真分析；研究不同轉(zhuǎn)速下的凸輪角加速度和彈簧形變情況以及空載與負(fù)載情況下的轉(zhuǎn)子錯開角度隨電機(jī)轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律。基于動力學(xué)仿真數(shù)據(jù)，計(jì)算機(jī)械變磁通永磁電機(jī)的氣隙磁場分布和電磁特性；分析電機(jī)的弱磁能力；根據(jù)電機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)和仿真結(jié)果，試制一臺樣機(jī)，并開展試驗(yàn)研究，為機(jī)械調(diào)磁裝置的結(jié)構(gòu)和參數(shù)優(yōu)化以及電機(jī)本體優(yōu)化提供一定的理論依據(jù)。

1 電機(jī)結(jié)構(gòu)與調(diào)磁原理

1.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)

機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要由盤式永磁電機(jī)和機(jī)械調(diào)磁裝置兩部分組成。盤式永磁電機(jī)采用雙轉(zhuǎn)子/單定子拓?fù)湫问剑Y(jié)構(gòu)簡單緊湊，矩形永磁體表貼于轉(zhuǎn)子背軛內(nèi)側(cè)，呈周向排列，兩側(cè)對應(yīng)磁極極性相同；電樞繞組纏繞在環(huán)形無槽定子鐵心上。

圖1 機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of mechanically variable flux axial field permanent magnet electrical machine

機(jī)械調(diào)磁裝置的實(shí)體模型如圖2所示，其主要包括輪轂、凸輪、凸輪軸、連桿、彈簧及轉(zhuǎn)子盤(此轉(zhuǎn)子盤即為盤式永磁電機(jī)的其中一個轉(zhuǎn)子盤)。此轉(zhuǎn)子盤與轉(zhuǎn)軸通過軸承裝配，可自由轉(zhuǎn)動以調(diào)節(jié)兩轉(zhuǎn)子間的相對位置；電機(jī)另一轉(zhuǎn)子盤和輪轂同軸安裝于電機(jī)轉(zhuǎn)軸上，可隨轉(zhuǎn)軸同步旋轉(zhuǎn)；連桿與轉(zhuǎn)子盤以及凸輪軸與輪轂之間均為剛性連接；凸輪可繞凸輪軸任意旋轉(zhuǎn)；彈簧一端固定于輪轂上，另一端與凸輪連接。為提高調(diào)磁裝置的運(yùn)行可靠性，其采用雙凸輪結(jié)構(gòu)。

圖2 機(jī)械調(diào)磁裝置結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of mechanically flux-weakening device

1.2 調(diào)磁原理

凸輪式機(jī)械調(diào)磁裝置的平衡位置由凸輪所受的離心力Fc和彈簧的反作用力Fs來決定。根據(jù)式(1)可知，凸輪離心力Fc與輪轂的旋轉(zhuǎn)角速度ω、凸輪質(zhì)量m及質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸的距離r有關(guān)。在不同轉(zhuǎn)速下，凸輪的平衡位置各不相同，故其質(zhì)心的位置和質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸的距離均會發(fā)生變化。因此，凸輪所受離心力的大小和方向均決定于電機(jī)轉(zhuǎn)速。

Fc=mrω2

(1)

電機(jī)空載運(yùn)行于基速以下有兩種工作狀態(tài)(本文中電機(jī)基速設(shè)定為1 800 r/min)。在轉(zhuǎn)速極低時，彈簧形變程度非常小，凸輪處于原始位置如圖3a所示；在電機(jī)轉(zhuǎn)速較高時(未超過基速)，凸輪的平衡位置將改變，然而由于凸輪輪廓曲線的特殊性，連桿未產(chǎn)生相對位移。兩種工作狀態(tài)下電機(jī)兩轉(zhuǎn)子盤均對齊，相當(dāng)于一臺普通的盤式永磁電機(jī)，如圖4a所示。定子線圈兩側(cè)導(dǎo)體感應(yīng)電動勢之間無相位差，線圈感應(yīng)電動勢ec等于兩側(cè)導(dǎo)體感應(yīng)電動勢e的標(biāo)量之和

ec=2ne

(2)

式中，n為線圈匝數(shù)。

圖3 機(jī)械調(diào)磁裝置的運(yùn)行原理Fig.3 Operation principle of mechanically flux-weakening device

圖4 機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)調(diào)磁原理Fig.4 Flux weakening principle of MVFAFPMEM

(3)

圖5 線圈感應(yīng)電動勢矢量圖Fig.5 Vector diagram of EMF induced in coil

對比式(2)和式(3)可知，通過機(jī)械調(diào)磁裝置的離心運(yùn)動，可使電機(jī)感應(yīng)電動勢減小，以實(shí)現(xiàn)弱磁控制；也可保持ecos(αe/2)的值恒定不變，達(dá)到變速恒壓發(fā)電的目的。

2 電機(jī)虛擬樣機(jī)模型

為便于觀察分析機(jī)械調(diào)磁裝置對電機(jī)兩轉(zhuǎn)子間錯開角度的調(diào)節(jié)效果，采用SOLIDWORKS軟件建立了機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)的三維實(shí)體模型，通過ADAMS/View的接口文件X_T實(shí)現(xiàn)了電機(jī)三維模型數(shù)據(jù)交換。

對于多剛體機(jī)械系統(tǒng)，ADAMS軟件能夠自動計(jì)算各構(gòu)件的質(zhì)心、轉(zhuǎn)動慣量等參數(shù)，并在各構(gòu)件間施加約束來定義構(gòu)件間的連接方式和相對運(yùn)動方式，以完成虛擬樣機(jī)模型的建立。電機(jī)不同構(gòu)件間的約束條件見表1。

表1 機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)構(gòu)件間的約束條件

Tab.1 The constraints between parts of MVFAFPMEM

運(yùn)動副名稱構(gòu)件1構(gòu)件2固定副凸輪軸輪轂固定副連桿轉(zhuǎn)子盤固定副定子大地固定副永磁體轉(zhuǎn)子盤旋轉(zhuǎn)副凸輪凸輪軸旋轉(zhuǎn)副輪轂大地旋轉(zhuǎn)副轉(zhuǎn)子盤大地凸輪副凸輪連桿

圖6為機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)的虛擬樣機(jī)模型，其主要由物理實(shí)體模型、標(biāo)準(zhǔn)運(yùn)動副以及外力等要素組成，可用于仿真分析整個電機(jī)系統(tǒng)的運(yùn)動特性。

圖6 機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)的三維虛擬樣機(jī)模型Fig.6 The 3D virtual prototype of MVFAFPMEM

3 動力學(xué)仿真與分析

3.1 凸輪角加速度變化規(guī)律

凸輪起動瞬間，電機(jī)轉(zhuǎn)速越高，凸輪所受離心力越大，其角加速度也將越大。圖7給出了不同轉(zhuǎn)速下凸輪在起動階段的角加速度曲線，轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時的最大角加速度明顯較高，與理論分析結(jié)果一致。

圖7 起動階段凸輪的角加速度變化曲線Fig.7 The angular acceleration curves of cam at the launch stage

電機(jī)設(shè)計(jì)時，為保證凸輪及彈簧的工作可靠性，需選取參數(shù)合適的彈簧以迅速有效地限制凸輪的加速運(yùn)動，從而保證整個裝置的安全可靠，為此需進(jìn)行彈簧形變分析。

3.2 彈簧形變分析

圖8 不同轉(zhuǎn)速下彈簧形變長度的時變曲線Fig.8 The deformation of spring at different speeds

在仿真模型中，采用線性彈簧，即彈簧彈力系數(shù)和阻尼系數(shù)恒定，彈簧彈力越大，其形變程度也越大。電機(jī)空載運(yùn)行于不同轉(zhuǎn)速時彈簧形變長度的時變曲線如圖8所示。由于對電機(jī)突加轉(zhuǎn)速，在仿真開始時，彈簧形變長度將有一定的波動；當(dāng)裝置達(dá)到平衡狀態(tài)時，彈簧的形變程度趨于穩(wěn)定；隨著轉(zhuǎn)速的升高，彈簧形變程度非線性地增加。

圖9分別給出了轉(zhuǎn)速為1 800 r/min和3 000 r/min時彈簧的形變示意圖。由圖可知，3 000 r/min時的彈簧形變長度明顯大于1 800 r/min時的數(shù)值。

圖9 彈簧形變示意圖Fig.9 Schematic representation of spring deformation

3.3 轉(zhuǎn)子錯開角度隨轉(zhuǎn)速變化規(guī)律

仿真條件不變，研究轉(zhuǎn)子錯開角度與電機(jī)轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系。圖10為電機(jī)空載運(yùn)行于1 800 r/min、2 167 r/min、2 667 r/min和3 000 r/min轉(zhuǎn)速時，兩盤式轉(zhuǎn)子間錯開角度的實(shí)時變化規(guī)律。轉(zhuǎn)子間錯開角度隨轉(zhuǎn)速的變化曲線如圖11所示。

圖10 空載時不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)子間錯開角度Fig.10 Mechanical stagger angle between rotors under different speed at no load

圖11 空載時轉(zhuǎn)子間錯開角度的變化曲線Fig.11 The curve of mechanical stagger angle between rotors at no load

由圖11可知，空載狀態(tài)下，轉(zhuǎn)子間錯開角度的調(diào)節(jié)范圍約為0°～21°。電機(jī)工作于1 800 r/min時，電機(jī)轉(zhuǎn)子間幾乎不存在錯開角度，如圖12a所示；當(dāng)電機(jī)工作于3 000 r/min時，兩轉(zhuǎn)子間的錯開角度約為15°，如圖12b所示。仿真結(jié)果表明，利用機(jī)械調(diào)磁裝置，電機(jī)兩轉(zhuǎn)子間的錯開角度可隨電機(jī)轉(zhuǎn)速變化而改變，且調(diào)節(jié)范圍較寬。

圖12 電機(jī)轉(zhuǎn)子間相對位置示意圖Fig.12 The relative position between rotors

當(dāng)負(fù)載發(fā)電運(yùn)行時，電機(jī)轉(zhuǎn)子受到制動性質(zhì)的電磁轉(zhuǎn)矩，轉(zhuǎn)子錯開角度較空載時將有所改變。仿真分析時，給電機(jī)轉(zhuǎn)子施加一個單向力矩載荷。圖13為電機(jī)負(fù)載運(yùn)行于3 000 r/min時，轉(zhuǎn)子間錯開角度的時變曲線。當(dāng)轉(zhuǎn)子上的阻力矩從0 N·m逐漸增大到8 N·m時，轉(zhuǎn)子錯開角度則不斷減小，但減幅有所下降。因此，電機(jī)外部負(fù)載狀態(tài)將會影響機(jī)械調(diào)磁裝置的角度調(diào)節(jié)能力。

圖13 不同負(fù)載狀態(tài)下轉(zhuǎn)子間錯開角度的時變曲線Fig.13 The curve of mechanical stagger angle between rotors at different load

4 電機(jī)弱磁能力的分析研究

基于電機(jī)機(jī)械動力學(xué)仿真數(shù)據(jù)，利用有限元方法建立電機(jī)三維仿真模型，并計(jì)算電機(jī)的內(nèi)部磁場及相關(guān)電磁特性。電機(jī)使用Ansys軟件進(jìn)行有限元仿真，采用的是第一類邊界條件，即矢量磁位邊界條件，定義邊界上的矢量磁位為0(即理想磁絕緣)，磁力線平行于邊界線。圖14為電機(jī)兩轉(zhuǎn)子盤錯開角度α分別為0°和15°時，定子兩側(cè)軸向氣隙磁通密度的分布規(guī)律。由圖可知，電機(jī)轉(zhuǎn)子處于對齊位置時，左右兩側(cè)氣隙磁通密度完全對稱；電機(jī)轉(zhuǎn)子處于錯開位置時，兩側(cè)氣隙磁通密度在空間分布上存在一定的相位差β，且β值與α值相同，均為15°，從而導(dǎo)致電機(jī)定子鐵心中合成磁通密度的變化。

圖14 電機(jī)軸向氣隙磁通密度分布Fig.14 The axial air-gap flux density distribution

圖15為電機(jī)轉(zhuǎn)子盤在對齊位置與錯開位置時定子鐵心中的平均磁通密度云圖。對比圖15a和圖15b中磁通密度云圖顏色和色條，可知電機(jī)轉(zhuǎn)子處于錯開位置時，鐵心磁通密度明顯減小。

圖15 電機(jī)定子鐵心磁通密度云圖Fig.15 Flux density distribution in stator core

電機(jī)相繞組磁鏈與轉(zhuǎn)子盤錯開角度的變化規(guī)律如圖16所示，繞組磁鏈隨轉(zhuǎn)子間錯開角度的不斷增大而減小，且減幅較大。

圖16 電機(jī)相繞組磁鏈變化曲線Fig.16 The curve of winding flux linkage

圖17為電機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時的空載相繞組感應(yīng)電動勢，其中A表示無調(diào)磁裝置，B表示采用調(diào)磁裝置(兩轉(zhuǎn)子盤錯開15°)。可知，此類機(jī)械變磁通永磁電機(jī)的弱磁比例有限元分析結(jié)果約為35.9%，弱磁效果較明顯。

圖17 電機(jī)空載感應(yīng)電動勢波形Fig.17 The curve of EMF at no load

上述研究結(jié)果表明，通過使用機(jī)械調(diào)磁裝置，可調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子間的相對位置，以改變機(jī)械變磁通永磁電機(jī)的內(nèi)部磁場分布及電磁特性，且弱磁能力較好。

5 試驗(yàn)研究

5.1 樣機(jī)與試驗(yàn)平臺

本文在電機(jī)電磁設(shè)計(jì)、機(jī)械結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和仿真分析的基礎(chǔ)上，確定了電機(jī)的基本參數(shù)(部分尺寸參數(shù)見表2)，試制了一臺小功率樣機(jī)，如圖18所示。電樞繞組纏繞于定子鐵心上，且定子固定于機(jī)殼上，如圖18a所示。矩形永磁磁鋼通過鋁合金固定盤固定于轉(zhuǎn)子上，如圖18b所示。機(jī)械調(diào)磁裝置安裝于轉(zhuǎn)子盤外側(cè)，其主要零部件為凸輪、輪轂和彈簧，如圖18c所示。樣機(jī)三相繞組由6個接線端子引出，其整機(jī)如圖18d所示。

表2 機(jī)械變磁通軸向磁場永磁電機(jī)部分尺寸參數(shù)

Tab.2 Partial size parameters of MVFAFPMEM

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值相數(shù)3極數(shù)16定子內(nèi)徑/mm210定子外徑/mm300轉(zhuǎn)子內(nèi)徑/mm30轉(zhuǎn)子外徑/mm330定子鐵心軸向長度/mm15轉(zhuǎn)子背軛厚度/mm10永磁體寬度/mm40永磁體厚度/mm6永磁體高度/mm45輪轂內(nèi)徑/mm30輪轂外徑/mm320連桿長度/mm24

圖18 樣機(jī)組件Fig.18 Assemblies of prototype machine

圖19為樣機(jī)試驗(yàn)測試平臺，主要由樣機(jī)、原動機(jī)、伺服控制器、試驗(yàn)測試底座和示波器等構(gòu)成。樣機(jī)與原動機(jī)均經(jīng)L型支架固定于鑄鐵底座上，兩者通過聯(lián)軸器同軸相連。原動機(jī)為一臺130系列永磁伺服電機(jī)，由SLD07系列全數(shù)字式交流伺服控制器進(jìn)行驅(qū)動控制，為樣機(jī)提供所需的扭矩和轉(zhuǎn)速。

圖19 樣機(jī)試驗(yàn)平臺Fig.19 Testing platform of prototype machine

5.2 試驗(yàn)結(jié)果

圖20為電機(jī)在轉(zhuǎn)速為750 r/min時的空載感應(yīng)電動勢仿真波形和實(shí)測波形。對比可得，仿真值與實(shí)測值基本一致，誤差較小，樣機(jī)的設(shè)計(jì)研制較為合理。由于盤式電機(jī)制造工藝的局限性，在電機(jī)裝配時兩側(cè)氣隙長度難以保持完全一致，導(dǎo)致感應(yīng)電動勢波形發(fā)生了偏移。

圖20 空載感應(yīng)電動勢波形(750 r/min)Fig.20 The curve of EMF at no load (750 r/min)

轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時電機(jī)弱磁能力的實(shí)測結(jié)果如圖21所示，曲線N和Y分別表示電機(jī)在不采用調(diào)磁裝置(兩轉(zhuǎn)子盤錯開角度為0°)與采用調(diào)磁裝置(兩轉(zhuǎn)子盤錯開角度為15°)兩種情況下的感應(yīng)電動勢實(shí)測波形。由圖可知，與圖17所示有限元分析結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了機(jī)械調(diào)磁方式的可行性和理論分析的正確性。

圖21 弱磁能力測試結(jié)果Fig.21 The test result of flux weakening ability

6 結(jié)論

本文通過對凸輪式機(jī)械變磁通永磁電機(jī)進(jìn)行動力學(xué)仿真研究、分析機(jī)械裝置的運(yùn)動特性及角度調(diào)節(jié)能力、采用有限元方法計(jì)算電機(jī)的弱磁能力、研制樣機(jī)和試驗(yàn)測試，得到以下結(jié)論：

1)凸輪角速度、彈簧形變長度隨電機(jī)轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律。凸輪起動時，凸輪角加速度與電機(jī)轉(zhuǎn)速呈正相關(guān)關(guān)系；凸輪穩(wěn)定后，彈簧形變程度與電機(jī)轉(zhuǎn)速呈正相關(guān)關(guān)系，為彈簧參數(shù)的合理選取提供了一定的理論參考依據(jù)。

2)電機(jī)具有較強(qiáng)的角度調(diào)節(jié)能力。電機(jī)空載時，兩轉(zhuǎn)子間錯開角度的變化范圍約為0°～21°，角度調(diào)節(jié)范圍較廣。電機(jī)負(fù)載工作時，機(jī)械調(diào)磁裝置的角度調(diào)節(jié)能力隨電機(jī)負(fù)載增大而變小，呈反相關(guān)關(guān)系。

3)電機(jī)具有較強(qiáng)的弱磁能力。研究表明機(jī)械變磁通永磁電機(jī)能夠根據(jù)轉(zhuǎn)速自動調(diào)節(jié)電機(jī)內(nèi)部磁場強(qiáng)弱，具有較強(qiáng)的弱磁能力，在恒壓發(fā)電及恒功率寬轉(zhuǎn)速范圍驅(qū)動領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。

此外，電機(jī)試驗(yàn)結(jié)果和電磁場有限元分析結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了理論與仿真分析的正確性。

[1] 劉細(xì)平，鄭愛華，王晨.定子分割式軸向磁通切換混合勵磁同步電機(jī)三維有限元分析與實(shí)驗(yàn)研究[J].電工技術(shù)學(xué)報，2012，27(10)：106-113. Liu Xiping，Zheng Aihua，Wang Chen.3-D finite element analysis and experiment study of a stator-separated axial flux-switching hybrid excitation synchronous machine[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2012，27(10)：106-113.

[2] 趙朝會，姬少龍，王新威.轉(zhuǎn)子磁分路式徑向結(jié)構(gòu)混合勵磁同步發(fā)電機(jī)的空載特性[J].電工技術(shù)學(xué)報，2012，27(9)：198-203. Zhao Chaohui，Ji Shaolong，Wang Xinwei.No-load characteristic analysis on radial structure HESG of magnetic shunting type[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2012，27(9)：198-203.

[3] Sulaiman E，Kosaka T，Matsui N.High power density design of 6-Slot—8-Pole hybrid excitation flux switching machine for hybrid electric vehicles[J].IEEE Transactions on Magnetics，2011，47(10)：4453-4456.

[4] 劉細(xì)平，左亮平，刁艷美，等.軸向磁通切換混合勵磁電機(jī)勵磁控制系統(tǒng)[J].電工技術(shù)學(xué)報，2013，28(10)：97-102. Liu Xiping，Zuo Liangping，Diao Yanmei，et al.Excitation control system of axial flux-switching hybrid excited machine[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2013，28(10)：97-102.

[5] 黃允凱，周濤.基于等效磁路法的軸向永磁電機(jī)效率優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].電工技術(shù)學(xué)報，2015，30(2)：73-79. Huang Yunkai，Zhou Tao.Efficiency optimization design of axial flux permanent magnet machines using magnetic equivalent circuit[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(2)：73-79.

[6] 張卓然，周競捷，嚴(yán)仰光，等.新型并列結(jié)構(gòu)混合勵磁同步電機(jī)的結(jié)構(gòu)與原理[J].中國電機(jī)工程學(xué)報，2009，29(33)：83-89. Zhang Zhuoran，Zhou Jingjie，Yan Yangguang，et al.Construction and operation principle of a novel coordinate structure hybrid excitation synchronous machine[J].Proceedings of the CSEE，2009，29(33)：83-89.

[7] 劉恒川，林鶴云，黃明明，等.可變磁通永磁記憶電機(jī)調(diào)磁特性[J].電工技術(shù)學(xué)報，2010，25(11)：42-47. Liu Hengchuan，Lin Heyun，Huang Mingming，et al.Field-control performance of variable flux permanent magnet memory motor[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2010，25(11)：42-47.

[8] Liu Hengchuan，Lin Heyun，F(xiàn)ang Shuhua，et al.Permanent magnet remagnetizing physics of a variable flux memory motor[J].IEEE Transactions on Magnetics，2010，46(6)：1679-1682.

[9] 周裕斌，陳陽生.一種混合永磁記憶電機(jī)的設(shè)計(jì)[J].電工技術(shù)學(xué)報，2015，30(14)：51-60. Zhou Yubin，Chen Yangsheng.Design of a hybrid permanent magnet memory motor[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(14)：51-60.

[10]程樹康，李春艷，寇寶泉.具有變磁阻勵磁回路的永磁同步電動機(jī)電感參數(shù)[J].電工技術(shù)學(xué)報，2008，23(2)：6-10. Cheng Shukang，Li Chunyan，Kou Baoquan.Research on inductance of PMSM with variable magnetic reluctance in exciting circuit[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2008，23(2)：6-10.

[11]Kou Baoquan，Li Chunyan，Cheng Shukang.Flux-weakening-characteristic analysis of a new permanent-magnet synchronous motor used for electric vehicles[J].IEEE Transactions on Plasma Science，2011，39(1)：511-515.

[12]Liu X P，Wang M，Chen D，et al.A variable flux axial field permanent magnet synchronous machine with a novel mechanical device[J].IEEE Transactions on Magnetics，2015，51(11)：1-4.

[13]徐妲，林明耀，付興賀，等.混合勵磁軸向磁場磁通切換型永磁電機(jī)靜態(tài)特性[J].電工技術(shù)學(xué)報，2015，30(2)：58-63. Xu Da，Lin Mingyao，F(xiàn)u Xinghe，et al.Static characteristics of novel hybrid axial field flux-switching PM machines[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(2)：58-63.

[14]Tessarolo A，Mezzarobba M，Menis R.A new rotor design for flux weakening capability improvement in spoke-type interior permanent magnet synchronous machines[C]//Ninth International conference on Ecological Vehicles and Renewable energies (EVER)，2014：1-9.

[15]Del Ferraro L，Giulii C F，Terrigi R，et al.Ironless axial flux PM machine with active mechanical flux weakening for automotive applications[C]//41st IAS annual Meeting，Conference Recoed of the 2006 IEEE Industry Applications Conference，2006：1-7.

[16]柴鳳，歐景，裴宇龍.雙定子錐形永磁同步電機(jī)的弱磁研究[J].電工技術(shù)學(xué)報，2013，28(7)：12-18. Chai Feng，Ou Jing，Pei Yulong.Research on flux-weakening of dual-stator conical permanent magnet synchronous motors[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2013，28(7)：12-18.

[17]Tessarolo A，Mezzarobba M，Menis R.A novel interior permanent magnet motor design with a self-activated flux-weakening device for automotive applications[C]//20th International Conference on Electrical Machines (ICEM)，Marseille，F(xiàn)rance，2012：2603-2609.

[18]Capponi F G，Terrigi R，Caricchi F，et al.Active output voltage regulation for an ironless axial-flux pm automotive alternator with electromechanical flux weakening[J].IEEE Transactions on Industry Applications，2009，45(5)：1785-1793.

[19]華順剛，余國權(quán)，蘇鐵明.基于ADAMS的減速器虛擬樣機(jī)建模及動力學(xué)仿真[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2006，22(6)：47-52. Hua Shungang，Yu Guoquan，Su Tieming.Modeling and dynamic simulation of reducer virtual prototype based on ADAMS[J].Machine Design and Research，2006，22(6)：47-52.

[20]邱誠，夏偉.基于粉末本構(gòu)模型和多體力學(xué)仿真的模架集成式粉末成形設(shè)備的設(shè)計(jì)[J].機(jī)械工程學(xué)報，2013，49(20)：176-183. Qiu Cheng，Xia Wei.Design and manufacture of the mould-frame integrated powder forming equipment based on constitutive model of powder and simulation of multi-body dynamics[J].Journal of Mechanical Engineering，2013，49(20)：176-183.

[21]黎育紅，聶凌霄.基于ADAMS虛擬樣機(jī)的多體系統(tǒng)動力學(xué)仿真[J].武漢大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版)，2011，43(6)：757-761. Li Yuhong，Nie Lingxiao.ADAMS virtual prototype-based multi-body system dynamics simulation[J].Engineering Journal of Wuhan University，2011，43(6)：757-761.

[22]姜勇.深海復(fù)合輪式采礦機(jī)器人越障性能研究[J].機(jī)器人，2012，34(2)：137-143. Jiang Yong.Research on the over-obstacle capacity of the deep sea composite wheeled mining robot[J].Robot，2012，34(2)：137-143.

[23]張學(xué)勝，賴慶仁，陳亞寧，等.負(fù)重外骨骼機(jī)器人的設(shè)計(jì)及其運(yùn)動學(xué)動力學(xué)仿真[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2013(4)：568-572. Zhang Xuesheng，Lai Qingren，Chen Yaning，et al.The kinematics and dynamics simulation of the exoskeleton robot for bearing[J].Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering，2013(4)：568-572.

[24]何富君，張靈聰，李秀偉，等.基于ADAMS的PGZX-1型爐管爬行機(jī)器人建模與仿真[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2013(8)：1182-1185. He Fujun，Zhang Lingcong，Li Xiuwei，et al.Modeling and simulating PGZX-1 pipe climbing robot with ADAMS[J].Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering，2013(8)：1182-1185.

[25]季良，陳德桂，劉穎異，等.連桿轉(zhuǎn)換位置對MCCB操作機(jī)構(gòu)的影響及其優(yōu)化[J].電工技術(shù)學(xué)報，2010，25(9)：87-91. Ji Liang，Chen Degui，Liu Yingyi，et al.Analysis and optimization of linkage transfer position for the operating mechanism of MCCB[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2010，25(9)：87-91.

[26]Fang S，Lin H，Ho S L，et al.Characteristics analysis and simulation of permanent magnet actuator with a new control method for air circuit breaker[J].IEEE Transactions on Magnetics，2009，45(10)：4566-4569.

[27]Fang S，Lin H，Ho S L，Transient co-simulation of low voltage circuit breaker with permanent magnet actuator[J].IEEE Transactions on Magnetics，2009，45(3)：1242-1245.

Analysis of Mechanical Dynamics and Flux Weakening Ability for a Variable Flux Axial Field Permanent Magnet Electrical Machine

Liu Xiping Chen Dong Wang Min Huang Yuefei Xie Qinghua

(School of Electrical and Automation Jiangxi University of Science and Technology Ganzhou 341000 China)

To a mechanically variable flux axial field permanent magnet electrical machine (MVFAFPMEM)，the mechanical dynamics simulation and electromagnetic analysis are implemented in this paper to obtain the motion characteristic and angle adjustment capability of the mechanically device，as well as flux weakening ability of MVFAFPMEM.The cam angular acceleration and spring deformation are studied at different speed，so the stagger angle between the two rotors with rotor speed can be obtained by virtual prototype technology named Automatic Dynamic Analysis of Mechanical Systems(ADAMS).The air-gap flux distribution of MVFAFPMEM at different stagger angle is calculated by finite element method (FEM)，and its electromagnetic characteristics are studied by adopting the mechanical flux-weakening device.The simulation results show that the stagger angle between the two rotors can vary from 0 to 21 (deg) by this device，and a better flux weakening ability is obtained.The corresponding experiments are carried out to validate theory analysis,and it shows that the stagger angle between the rotors can be adjusted automatically by the rotor speed at a wide flux regulation range of MVFAFPMEM.

Cam，mechanical variable flux，Automatic Dynamic Analysis of Mechanical Systems，stagger angle，flux weakening ability

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51267006，51007033)、江西省科技項(xiàng)目(20153BCB23012，20151BBE50109)和江西理工大學(xué)清江青年英才支持計(jì)劃資助。

2015-06-17 改稿日期2015-10-23

TM315

劉細(xì)平 男，1976年生，博士，教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)橄⊥劣来烹姍C(jī)設(shè)計(jì)、風(fēng)力發(fā)電及其相關(guān)控制、電力電子技術(shù)。

E-mail：liuxp211@163.com(通信作者)

陳 棟 男，1989年生，碩士研究生，研究方向?yàn)橄⊥劣来烹姍C(jī)分析設(shè)計(jì)。

E-mail：chendong1207@163.com