表1(Table 1)
2. 哈尔滨工业大学 电磁与电子技术研究所, 哈尔滨 150001
2. Institute of Electromagnetic and Electronic Technology, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China
目前,中小功率的飞行器作动器,普遍采用旋转电机加滚珠丝杠等中间转换机构的方案,该方案具有无油液泄漏、结构简单、功率密度高等优点[1,2].但是由于采用复杂中间传动机构存在传动间隙、回程差等非线性因素,而且机械传统机构的响应时间远高于电器元件,使得系统的动态性能及控制精度的提高受到了一定的限制.而直线电机可以直接输出直线运动,是一种直接驱动系统,有利于实现高动态、高精度运动控制.
近年来,对直线电机的研究成为热点,直线电机在航空航天飞行器上的应用,受到越来越多的关注.多种采用直线电机的电力作动器概念被提出及研究,包括隔振系统、阀门控制、机翼控制、舵面控制等,简述如下:在飞机、航天器上的精密仪器,需要低振动低噪声的工作环境,因此振动隔离装置或系统就成为飞行器上的不可或缺的系统,这些隔振系统对作动器提出了体积小、质量轻、高加速度、快速响应等性能要求,在此类隔振系统中,多种直线电机被用作作动器.如意大利的Del Vecchio等人在天文望眼镜的平台上采用了内嵌永磁体圆筒型同步直线电机作为作动器[3];在多种隔振平台中采用高动态音圈直线电机作为作动器[4,5,6,7];将双边平板型永磁同步电机作为发动机阀门控制的作动器[8];具有三维磁路的多气隙永磁直线电机被提出并研究应用于飞机起落架的控制[9,10].可见,在各种机电作动器中,直线电机的应用越来越多,各种新型直线电机拓扑结构受到广泛关注.
在各种直线电机结构和拓扑中,圆筒型永磁直线电机具有无横向铁心端部、绕组利用率高、推力密度大、无单边磁拉力等优点[11,12].而采用无槽绕组结构,克服了齿槽力的影响,电枢反应小,使电机更容易实现高精度、高动态性能指标[13,14].本文提出将无槽圆筒型永磁直线电机用于飞行器姿态控制作动器,分析研究无槽圆筒型永磁直线作动器绕组的分布特性,阐明相间绝缘厚度的影响,并比较不同绕组结构的作动器的绕组因数.研制无槽圆筒型永磁直线作动器样机,进行反电势、推力以及动态响应特性的实验研究,以论证此类作动器在性能上的优势及应用中的潜力. 1 无槽直线作动器的绕组特性
无槽圆筒型永磁直线作动器的结构如图 1所示,其次级上环形永磁体和环形导磁铁心依次套装在非导磁轴上.初级上,绕制成圆环形的线饼按照一定的相序排列,并套装在初级铁心内筒.
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| 图 1 无槽圆筒型直线作动器的结构示意图Fig 1 Structure of slot-less tubular linear actuator |
图 2所示的虚槽绕组结构中,每个圆环形绕组及其绝缘所在区域形成一个虚槽,绕组内圆为强度较高的绝缘骨架材料,每两个圆环形线圈之间是相间绝缘,圆环形线圈与动子铁心之间是主绝缘.常规电机的槽内绝缘的厚度比较薄,但是对于无槽结构的电机省去了齿部,为增强绕组强度,不但需要在面向气隙的绕组内圆采用较厚的绝缘骨架,而且在虚槽之间的相绝缘也采用较厚且强度较好的绝缘材料,甚至在相间绝缘之间插入薄的非导磁的金属材料作为绕组骨架,以提高无槽绕组的强度.而这些虚槽之间的绝缘或金属材料,占据了一定的相角,会影响无槽绕组的分布特性.可见无槽圆筒型直线电机绕组轴向分布具有特殊性.
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| 图 2 单元电机的无槽绕组截面图Fig. 2 Section view of slot-less windings of unit motor |
绕制的虚槽内圆环形绕组如图 3所示,对于虚槽绕组,尽可能使绕组排列规整,不但利于减小绕组长度,降低电阻值,提高槽满率,而且由于绕组所在位置等效于有效气隙,因此减小绕组径向厚度,有利于减小主磁路的磁阻,从而提高磁负荷及电机的推力密度.
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| 图 3 单个圆环形绕组Fig. 3 Single annular winding |
因此,如果单个虚槽对应的电角度为α,对于槽宽为bs,相间绝缘(或者骨架)宽bi的虚槽绕组,虚槽内实际绕组所占的电角度为
1.2 虚槽绕组轴向分布因数计算
对于此类排列规整的无槽绕组,在对其分析计算时,可以合理地将单个虚槽内的绕组等分为n份,如图 4所示.
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| 图 4 单个虚槽内绕组的反电势Fig. 4 Back EMF of windings in single virtual slot |
考虑到相间绝缘或非导磁这n份绕组产生的反电势可以分别表示为
N1,N2,…,Nn-1，Nn,它们的有效值相等,但是相位相差α′/n,即
整个虚槽内绕组的反电势应该等于上述各相量之和NN,NN可表示如下:
当这n份绕组反电势的有效值相等时,上述无槽TPMLM基波的虚槽内轴向绕组分布因数Kds,可以表示为
NN和第k份绕组的反电势Nk的有效值.对式(3)有两种计算方法:
1) 如果虚槽内绕组排列整齐,轴向每层导体数可以确定，且为n=M,则有
2) 如果绕组散下线,可以取n→∞,对式(3)取极限,有
此外，一个极下同相的无槽圆环形线圈在不同虚槽内也存在分布特性，该分布特性与旋转电机和平板型直线电机的相同，因此其虚槽内的绕组分布因数Kd的计算方法也同于旋转电机和平板型直线电机.
1.3 单极性绕组和双极性绕组
由于圆筒型永磁直线电机位于一个虚槽内的单个圆环形绕组即构成一个有效绕组元件,因此还可以采用单极性绕组,如图 5所示,与双极性绕组由A-X,B-Y,和C-Z组成不同,它只包含A，B，C绕组[15].
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| 图 5 单极性绕组结构单元电机Fig. 5 Unit motor with single-polar windings |
对于圆筒型永磁直线电机,单极性绕组和双极性绕组的节距因数均为1,但是由于虚槽内轴向绕组分布因数不同,电机的绕组因数不同,当电机的极距相等时,表 1列出不同相间绝缘骨架厚度时的绕组因数.
| 相间绝缘骨架厚度/mm | 双极性绕组因数 | 单极性绕组因数 |
| 0.25 | 0.9577 | 0.8318 |
| 0.5 | 0.9601 | 0.8364 |
| 0.75 | 0.9624 | 0.8409 |
| 1 | 0.9627 | 0.8454 |
| 1 | 0.9627 | 0.8454 |
所以,对于无槽圆筒型永磁直线电机,在不影响虚槽内绕组匝数的情况下,适当增加相间绝缘骨架的厚度,对绕组因数的影响并不大.而对于有槽圆筒型永磁直线电机,上述双极性绕组和单极性绕组的绕组因数相同.
图 6为两种绕组所对应的空载反电势曲线.双极性绕组和单极性绕组的空载反电势基波幅值分别为40.15和33.79V,计算结果与绕组系数计算结果相符,这也验证了虚槽内轴向绕组分布因数的合理性.
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| 图 6 空载反电势波形Fig. 6 No-load back EMF wave |
为提高电机的推力,常选用绕组因数高的绕组方案.但是当电机极距较小时,单极性绕组的宽度是双极性绕组的两倍,槽数减半,绕组的绕制及接线工艺简化,利于提高槽满率,此时,综合考虑绕组因数、绕组工艺、槽满率等,单极性绕组也是一可行的绕组方案. 2 圆筒型直线作动器的实验研究
研制了无槽圆筒型直线作动器样机,样机由初级组件、次级组件和支撑结构组成,采用图 2所示的绕组结构,并将样机安装在模拟喷管装置上,进行了论证实验,如图 7所示.
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| 图 7 无槽圆筒型直线作动器样机Fig. 7 Prototype of the slot-less tubular linear actuator |
对样机进行了反电势、推力及动态性能测试.测得的反电势波形如图 8所示.电机的反电势波形正弦性较好,三相绕组对称,与有限元仿真计算结果基本相符,其峰值略低,这与动子铁心开引线槽、加工装配误差等有关.
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| 图 8 测试空载反电势波形Fig. 8 Tested no-load back EMF waves |
采用压力传感器对电机进行静态推力测试.在给定动子位置下,通过驱动控制器控制给定绕组电流,使三相绕组加载q轴电流,图 9为测得样机的推力-电流曲线.从曲线中可见,计算和测量电磁推力随电流基本相符,都呈线性变化趋势.可见当负载变化时,作动器电枢反应较小,该作动器在负载变化大的应用中具有明显的应用优势.
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| 图 9 平均推力随相电流变化曲线Fig. 9 Average thrust vs phase current |
通过信号发生器给定正弦波位置信号,经直接驱动伺服控制,作动器的初级跟随给定信号做往复直线运动,从而驱动喷管摆动.图 10为测得的单通道作动器系统位置动态响应曲线,此时作动器的动子位置围绕零初始位置变化,幅值为±3mm,频率为32Hz,从图中可见跟踪信号和给定信号的相角差较小,小于35°,可见系统具有良好的动态响应跟踪性能.
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| 图 10 单通道直线作动器的位置响应波形Fig. 10 Positioning response wave of single channel linear actuator |
1) 本文研究了用于作动器的无槽圆筒型直线电机的绕组分布特性,给出了其轴向绕组分布因数的两种计算方法.
2) 比较得到了考虑相间绝缘的双极和单极绕组的绕组因数的规律,指出随着槽绝缘宽度增加,两种绕组的绕组因数均略有增大.
3) 研制了采用无槽圆筒型直线作动器样机,并进行了在模拟负载台上的论证,推力测试结果表明该作动器的推力随电流呈线性变化趋势,电枢反应小.动态响应测试的结果表明,该圆筒型直线作动器的动态响应速度快,且跟踪精度较高.
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