龔劍峰，全 力，朱孝勇，宗在云

(江蘇大學(xué)，鎮(zhèn)江 212013)

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磁通切換雙定子電機(jī)定位力矩抑制方法研究

龔劍峰，全 力，朱孝勇，宗在云

(江蘇大學(xué)，鎮(zhèn)江 212013)

磁通切換永磁(FSPM)電機(jī)具有功率密度高、輸出轉(zhuǎn)矩大、反電動(dòng)勢(shì)正弦等優(yōu)點(diǎn)，與傳統(tǒng)永磁體位于轉(zhuǎn)子的永磁同步電機(jī)、無(wú)刷直流電機(jī)相比，F(xiàn)SPM電機(jī)存在較大的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，這也一定程度上限制了該類(lèi)電機(jī)在諸如高精度運(yùn)動(dòng)控制、伺服系統(tǒng)等領(lǐng)域的應(yīng)用和推廣。針對(duì)磁通切換雙定子電機(jī)，提出了一種“內(nèi)、外電機(jī)錯(cuò)位設(shè)計(jì)與控制”的方法，并進(jìn)行理論分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。在電機(jī)本體設(shè)計(jì)上，采用磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)，同時(shí)將內(nèi)、外定子之間錯(cuò)開(kāi)一個(gè)角度；控制時(shí)，通過(guò)控制內(nèi)、外定子電流相位，以達(dá)到明顯抑制定位力矩的目的。仿真分析和實(shí)驗(yàn)研究均表明，該方法能使電機(jī)在保持高轉(zhuǎn)矩密度的同時(shí)，能有效降低了該類(lèi)電機(jī)的總轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，為該類(lèi)雙凸極類(lèi)雙定子電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的抑制，提供了一種行之有效的方法。

定位力矩抑制；雙定子；磁通切換；磁路并聯(lián)式；同心圓結(jié)構(gòu)

0 引 言

隨著稀土永磁材料性?xún)r(jià)比的不斷提高，永磁電機(jī)以其體積小、效率高的優(yōu)點(diǎn)在越來(lái)越多的工業(yè)驅(qū)動(dòng)領(lǐng)域得到應(yīng)用[1]。但是，傳統(tǒng)的永磁無(wú)刷電機(jī)通常將永磁體安裝在轉(zhuǎn)子上，為了防止高速運(yùn)行時(shí)永磁體受到離心力的作用而甩落，故在轉(zhuǎn)子上有必要采用不銹鋼套筒或環(huán)氧無(wú)緯玻璃絲帶進(jìn)行固定，一方面增加了制造工藝和成本，同時(shí)該類(lèi)加固裝置也進(jìn)一步引起電機(jī)轉(zhuǎn)子中永磁體的散熱困難。由于釹鐵硼永磁體性能受溫度影響較為明顯，在永磁體發(fā)熱嚴(yán)重時(shí)，甚至可以發(fā)生不可逆退磁。這就是轉(zhuǎn)子永磁型電機(jī)的應(yīng)用范圍受到限制的原因。近年來(lái)，一類(lèi)永磁體位于定子的永磁無(wú)刷電機(jī)引起了國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者的關(guān)注，目前開(kāi)展研究較多的定子永磁型電機(jī)主要有雙凸極永磁(以下簡(jiǎn)稱(chēng)DSPM)電機(jī)[2-3]，磁通反向永磁(以下簡(jiǎn)稱(chēng)FRPM)電機(jī)[4-5]和磁通切換永磁(以下簡(jiǎn)稱(chēng)FSPM)電機(jī)[6-13]等三種基本電機(jī)類(lèi)型。

最新研究表明，相比于DSPM電機(jī)和FRPM電機(jī)，F(xiàn)SPM電機(jī)不僅擁有功率密度高、帶載能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，還具備無(wú)需斜槽即可得正弦反電動(dòng)勢(shì)的特點(diǎn)。因此，它被認(rèn)為是最有可能代替永磁同步電機(jī)的一種結(jié)構(gòu)[14]。

但FSPM電機(jī)定、轉(zhuǎn)子仍采用了雙凸極類(lèi)電機(jī)結(jié)構(gòu)，且該類(lèi)電機(jī)中，通常利用永磁體的“聚磁效應(yīng)”,將永磁體夾在定子齒中間,形成“三明治”式結(jié)構(gòu)，從而實(shí)現(xiàn)了較高的氣隙磁密，但客觀上造成了該類(lèi)電機(jī)的定位力矩較大，這也是引起該類(lèi)定子永磁型磁通切換電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)較大的重要原因之一。與傳統(tǒng)永磁體位于轉(zhuǎn)子的永磁同步電機(jī)、無(wú)刷直流電機(jī)相比，F(xiàn)SPM電機(jī)存在較大的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，這也一定程度上限制了該類(lèi)電機(jī)在諸如高精度運(yùn)動(dòng)控制、伺服系統(tǒng)等領(lǐng)域的應(yīng)用和推廣。如何實(shí)現(xiàn)該類(lèi)電機(jī)高功率密度的同時(shí)有效降低電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，成為該類(lèi)電機(jī)的研究熱點(diǎn)之一。

為了抑制電機(jī)運(yùn)行時(shí)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，許多學(xué)者針對(duì)如何削弱定位力矩，進(jìn)行了深入的研究，并取得了諸多成果[15-20]。總的來(lái)說(shuō)，電機(jī)定位力矩削弱的方法可以歸納為兩大類(lèi):一類(lèi)是從電機(jī)本體設(shè)計(jì)出發(fā)，如定/轉(zhuǎn)子斜槽設(shè)計(jì)、將永磁體不對(duì)稱(chēng)放置等[14]，但是由于優(yōu)化電機(jī)本體的方法受到電機(jī)結(jié)構(gòu)的限制，導(dǎo)致抑制定位力矩的能力很有限[14]；第二類(lèi)方法則是通過(guò)算法來(lái)削弱電機(jī)定位力矩，該方法無(wú)需更改硬件設(shè)備，只需修改控制算法，如通過(guò)注入電流諧波補(bǔ)償永磁電機(jī)定位力矩的控制方法，但是此類(lèi)方法會(huì)增加電流諧波含量，加重對(duì)電網(wǎng)的污染，所以并網(wǎng)環(huán)節(jié)需要對(duì)電流做濾波處理，增加了控制成本。

本文結(jié)合上述兩類(lèi)抑制定位力矩的方法在傳統(tǒng)單轉(zhuǎn)子磁通切換電機(jī)結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，針對(duì)新能源汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)應(yīng)用場(chǎng)合，提出了一種高轉(zhuǎn)矩密度磁通切換雙定子電機(jī)。該電機(jī)具有內(nèi)、外兩個(gè)定子和一個(gè)中間轉(zhuǎn)子，內(nèi)、外定子上均繞有三相電樞繞組，內(nèi)、外定子和中間轉(zhuǎn)子分別形成內(nèi)電機(jī)和外電機(jī)。由于該雙定子電機(jī)存在兩套電樞繞組，控制較為靈活，內(nèi)、外電機(jī)可同時(shí)工作或單獨(dú)工作，以滿(mǎn)足新能源汽車(chē)加速、爬坡、高速巡航、減速制動(dòng)等不同運(yùn)行工況的要求。本文在分析內(nèi)、外電機(jī)定位力矩頻譜的基礎(chǔ)上，提出了一種“內(nèi)、外電機(jī)錯(cuò)位控制”的方法，并進(jìn)行理論分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。研究表明，該方法能有效降低內(nèi)外電機(jī)的總定位力矩，從而使電機(jī)在保持高轉(zhuǎn)矩密度的同時(shí)，明顯降低了電機(jī)的總轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，在新能源汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)領(lǐng)域具有一定的應(yīng)用前景。

1 雙定子電機(jī)基本結(jié)構(gòu)

雙定子電機(jī)按機(jī)械結(jié)構(gòu)可分為同心結(jié)構(gòu)和并行結(jié)構(gòu)；按磁路結(jié)構(gòu)分為磁路串聯(lián)和磁路并聯(lián)。同心圓結(jié)構(gòu)的雙定子電機(jī)有功率密度高、轉(zhuǎn)矩密度高的特點(diǎn)，電機(jī)的內(nèi)部體積得到充分的利用。并聯(lián)式磁路結(jié)構(gòu)的雙定子電機(jī)相比較串聯(lián)式磁路結(jié)構(gòu)，能允許內(nèi)、外定子不同步運(yùn)行，具有容錯(cuò)性能好、控制更加靈活等優(yōu)點(diǎn)，即允許雙定子電機(jī)內(nèi)外定子相互獨(dú)立工作。

本文提出了一種磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機(jī)。該電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示，該電機(jī)內(nèi)、外定子公用一個(gè)轉(zhuǎn)子，因?yàn)殡姍C(jī)轉(zhuǎn)子沒(méi)有繞組和永磁體，所以該轉(zhuǎn)子具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、易散熱等特點(diǎn)。為了降低磁通切換電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，設(shè)計(jì)電機(jī)時(shí)，雙定子電機(jī)定轉(zhuǎn)子齒配比設(shè)計(jì)為12/22/12，即定子極對(duì)數(shù)ps=12，轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)pr=22。

2 電機(jī)轉(zhuǎn)矩分析與定位力矩抑制

2.1 轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)分析

根據(jù)雙定子磁通切換電機(jī)的運(yùn)行原理，該磁通切換雙定子電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩由三部分組成，如下:

(1)

式中：Tpm為電機(jī)的永磁轉(zhuǎn)矩；Tr為磁阻轉(zhuǎn)矩；Tcog為定位力矩。

雙定子磁通切換電機(jī)中，由于反電勢(shì)一般仍呈現(xiàn)正弦分布，因此可采用與傳統(tǒng)永磁同步電機(jī)相類(lèi)似的控制方法。研究表明，對(duì)磁通切換電機(jī)采用id=0控制方法，可使磁阻轉(zhuǎn)矩Tr值很小，理論上Tr=0。此外，磁通切換電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)為正弦波，所以當(dāng)采用正弦電流控制時(shí)，理論上，電機(jī)正常運(yùn)行時(shí)Tpm為常數(shù)。綜合上述分析，可見(jiàn)，內(nèi)、外電機(jī)的定位力矩Tcog內(nèi)和Tcog外成為引起電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的主導(dǎo)因素。

2.2 定位力矩分析

定位力矩作為永磁電機(jī)的固有現(xiàn)象，定位力矩由磁滯定位力矩和齒槽定位力矩兩部分組成[21]。磁滯定位力矩是在定子磁場(chǎng)作用下, 轉(zhuǎn)子鐵磁物質(zhì)內(nèi)部磁疇反對(duì)改變其排列方向而形成[21]。齒槽定位力矩是由永磁電機(jī)定、轉(zhuǎn)子齒槽相互作用，引起電機(jī)磁場(chǎng)以及磁阻變化而產(chǎn)生的一種周期性脈動(dòng)力矩。由于鐵磁物質(zhì)的磁滯回線(xiàn)特性是基本相同的，所以在旋轉(zhuǎn)磁場(chǎng)里面轉(zhuǎn)子受到的磁滯定位力矩是一個(gè)阻礙轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)的恒定的阻力，所以分析它意義不大，因此，我們平時(shí)分析定位力矩都是分析齒槽定位力矩。

在雙定子磁通切換電機(jī)中，由于電機(jī)的定、轉(zhuǎn)子均呈現(xiàn)凸極結(jié)構(gòu)，電機(jī)定、轉(zhuǎn)子齒槽因素造成的齒槽定位力矩，這也是雙凸極類(lèi)永磁電機(jī)定位力矩較大的根本原因之一。該類(lèi)電機(jī)中，理論上,當(dāng)轉(zhuǎn)子齒的中心線(xiàn)與定子齒的中心線(xiàn)對(duì)齊時(shí)，電機(jī)的定位力矩最小?？紤]到內(nèi)、外電機(jī)定子齒上永磁體用量是相同的，所以電機(jī)每個(gè)定位力矩脈動(dòng)周期的幅值基本相等。

對(duì)一臺(tái)永磁電機(jī)，定位力矩的周期Ccog可由下式得出[22]:

(2)

式中：Ncog為ps和pr的最小公倍數(shù)。

在磁通切換雙定子電機(jī)中，由于轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)為22，故電機(jī)的電周期對(duì)應(yīng)的機(jī)械角度為360°/22，對(duì)應(yīng)的弧度為π/11，參照式(2)，電機(jī)ps和pr的最小公倍數(shù)為132，可見(jiàn)該磁通切換電機(jī)的定位力矩周期是電周期的1/6倍，而電機(jī)的定位力矩的變化頻率為空載反電勢(shì)的6倍。為了較為精確地得到電機(jī)的定位力矩波形，仿真分析中設(shè)定電機(jī)單位轉(zhuǎn)速為1 r/min，通過(guò)有限元方法可獲得電機(jī)的定位力矩波形和空載反電勢(shì)波形。

圖2為磁通切換雙定子電機(jī)的內(nèi)、外電機(jī)的定位力矩和反電動(dòng)勢(shì)圖。從圖中可以看出，定位力矩與反電勢(shì)相似,均呈現(xiàn)出周期波動(dòng),且定位力矩的電周期是反電勢(shì)的1/6倍。將圖2的內(nèi)、外電機(jī)的定位力矩進(jìn)行頻譜分析，得到如圖3所示的定位力矩頻譜圖。

(a)內(nèi)電機(jī)定位力矩、反電動(dòng)勢(shì)波形圖(b)外電機(jī)定位力矩、反電動(dòng)勢(shì)波形圖

圖2 內(nèi)外電機(jī)定位力矩圖

(a)內(nèi)電機(jī)定位力矩頻譜圖(b)外電機(jī)定位力矩頻譜圖

圖3 內(nèi)外電機(jī)定位力矩頻譜圖

由圖3可以看出，內(nèi)外電機(jī)的定位力矩周期以及有效諧波次數(shù)(因高次諧波幅值太小，忽略了高次諧波)相同。根據(jù)圖中對(duì)定位力矩各次諧波的分析，該雙定子電機(jī)的內(nèi)外電機(jī)的定位力矩Tcog可表示:

(3)

式中：t為時(shí)間；Ac1為T(mén)cog的基波分量幅值；θ為電機(jī)機(jī)械角度；φcog1為T(mén)cog的基波分量相位角；Ac2為T(mén)cog的2次諧波分量幅值；φcog2為T(mén)cog的2次諧波分量相位角；Ac3為T(mén)cog的3次諧波分量幅值；φcog3為T(mén)cog的3次諧波分量相位角；φcogn為T(mén)cog的n次諧波分量相位角。

本文討論的三相12/22/12極磁通切換電機(jī)具有極對(duì)數(shù)多、分?jǐn)?shù)槽特點(diǎn)，理論上定位力矩波形中基波分量是主導(dǎo)作用的。上述分析顯示，Ac1在電機(jī)定位力矩占得比重較大，與理論分析一致。

傳統(tǒng)的雙定子電機(jī)通常采用內(nèi)外電機(jī)磁路串聯(lián)型結(jié)構(gòu)，為了使電機(jī)的磁阻最小，內(nèi)外定子的相互位置需要嚴(yán)格一一對(duì)應(yīng)，但這也造成了該類(lèi)雙定子電機(jī)中內(nèi)外定子對(duì)轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的總定位力矩是疊加的，從而導(dǎo)致了該類(lèi)電機(jī)的總定位力矩較大,且無(wú)法通過(guò)適當(dāng)調(diào)節(jié)內(nèi)外電機(jī)定子之間的相對(duì)位置來(lái)實(shí)現(xiàn)電機(jī)總定位力矩的削弱和抑制。

本文研究的雙定子電機(jī)，由于采用了內(nèi)外電機(jī)磁路并列的結(jié)構(gòu)，內(nèi)外電機(jī)的磁路相互獨(dú)立，內(nèi)外定子齒位置也無(wú)需嚴(yán)格保持一致，這為通過(guò)調(diào)節(jié)內(nèi)外電機(jī)定子齒的相對(duì)位置，有效削弱或抑制電機(jī)的定位力矩，提供了可能。此外，由于磁路并聯(lián)結(jié)構(gòu)雙定子電機(jī)的內(nèi)外定子對(duì)轉(zhuǎn)子的作用是相互獨(dú)立的，內(nèi)外定子位置的改變和交錯(cuò)，不會(huì)影響內(nèi)外電機(jī)各自的電磁性能。

為了驗(yàn)證上述理論，本電機(jī)在設(shè)計(jì)時(shí)，將內(nèi)定子設(shè)計(jì)成可沿圓周方向滑動(dòng)的“浮動(dòng)式”內(nèi)定子，在內(nèi)定子沿圓周移動(dòng)任意角度后，可采用固定螺栓進(jìn)行固定。這樣，內(nèi)外定子齒之間的相互位置便可進(jìn)行調(diào)節(jié)，這為分析電機(jī)的定位力矩與內(nèi)外定子齒之間的相互位置提供便利。令電機(jī)內(nèi)外定子之間有一個(gè)Δθ的角度差，如圖4所示，當(dāng)電機(jī)運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子任意一個(gè)齒從與外定子齒相重合的位置轉(zhuǎn)到與相應(yīng)的內(nèi)定子齒相重合的位置，需要轉(zhuǎn)過(guò)Δθ。

通過(guò)式(3)的分析，得出：

(4)

式中：Δθ為內(nèi)、外定子錯(cuò)位機(jī)械角度。

圖4 內(nèi)外定子錯(cuò)位局部圖

內(nèi)外電機(jī)的定位力矩由基波分量以及各次諧波分量構(gòu)成，由式(4)總轉(zhuǎn)矩表達(dá)式可以看出，為了有效降低電機(jī)的總轉(zhuǎn)矩，內(nèi)定子對(duì)轉(zhuǎn)子的定位力矩與外定子對(duì)轉(zhuǎn)子的定位力矩的基波相位剛好相位差180°，因此兩個(gè)定位力矩相疊加時(shí)，基波含量相互抑制，使得電機(jī)整體的定位力矩大大降低。同理，改變?chǔ)う?，不僅可以抑制基波，還能抑制電機(jī)定位力矩的2次、3次諧波。

如圖5所示，改變?chǔ)う?，雙定子電機(jī)總定位力矩波形呈現(xiàn)的不同波形圖。分析兩幅圖，可以得到結(jié)論，通過(guò)內(nèi)外定子錯(cuò)開(kāi)Δθ角，對(duì)抑制雙定子電機(jī)的定位力矩效果很明顯。

(a)Δθ=0(b)Δθ=0.5Ccog

圖5 內(nèi)外電機(jī)定位力矩疊加圖

分析定位力矩的公式，可以得到結(jié)論，抑制基波時(shí)，電機(jī)的奇數(shù)次諧波都能得到抑制。因?yàn)殡姍C(jī)定位力矩里面基波含量占的比重最大，所以抑制基波，對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的抑制最有效。

3 仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在MATLAB上對(duì)該理論進(jìn)行驗(yàn)證，為了簡(jiǎn)化仿真，將定位力矩的高次諧波(大于等于4次的諧波)省略掉，并假設(shè)內(nèi)外電機(jī)的定位力矩幅值相同，這樣更有助于觀察錯(cuò)齒結(jié)構(gòu)的雙定子電機(jī)抑制定位力矩的效果。

雙定子電機(jī)的MATLAB仿真控制策略為傳統(tǒng)的Id=0矢量控制。因?yàn)閮?nèi)外定子錯(cuò)開(kāi)角度Δθ，所以在控制電機(jī)運(yùn)行時(shí)，內(nèi)電機(jī)電流相位與外電機(jī)電流相位錯(cuò)開(kāi)相應(yīng)的電角度。雙定子電機(jī)雖然是兩個(gè)定子，但是只有一個(gè)轉(zhuǎn)子，所以控制系統(tǒng)只需要一個(gè)速度環(huán)，兩個(gè)定子分別對(duì)應(yīng)一個(gè)電流環(huán)。雙定子電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩為內(nèi)定子對(duì)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)矩加上外定子對(duì)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)矩。

如圖6所示，為磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機(jī)在MATLAB中仿真結(jié)果圖。電機(jī)起動(dòng)時(shí)，設(shè)定閉環(huán)轉(zhuǎn)速300 r/min，此時(shí)內(nèi)外定子之間無(wú)錯(cuò)齒，在0.02 s時(shí)切換內(nèi)外定子之間的角度Δθ=0.5Ccog。圖6(a)為內(nèi)外定子對(duì)轉(zhuǎn)子的合成定位力矩；圖6(b)為內(nèi)外定子對(duì)轉(zhuǎn)子的輸出轉(zhuǎn)矩；圖6(c)為內(nèi)定子a相以及外定子A相電樞電流波形圖。對(duì)定位力矩基波進(jìn)行抑制時(shí)，可以選擇錯(cuò)開(kāi)的角度Δθ接近半個(gè)360/(2pr)，這可以使雙定子電機(jī)的六相電流相位差接近60°，有助于減小對(duì)電網(wǎng)產(chǎn)生諧波。

(a) 電磁轉(zhuǎn)矩

(b) 定位力矩

(c) 電樞電流

如圖7為磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的磁通切換雙定子電機(jī)不同Δθ角時(shí)的實(shí)驗(yàn)波形圖。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，雙定子電機(jī)直流側(cè)外加電壓為100 V，軟件里電流限設(shè)置為5 A，控制電機(jī)200 r/min閉環(huán)運(yùn)行。待電機(jī)空載穩(wěn)定運(yùn)行后，不斷給電機(jī)加載，直至電機(jī)無(wú)法速度閉環(huán)為止。圖7(a)是Δθ=0，內(nèi)外電機(jī)定位力矩直接疊加時(shí)，電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩波形以及外定子A相電流和內(nèi)定子a相電流；圖7(b)是Δθ=1.5Ccog，內(nèi)外電機(jī)定位力矩基波抑制時(shí)，電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩波形以及外定子A相電流和內(nèi)定子a相電流。比較兩圖可以看出，定位力矩基波抑制之后，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的頻率增加了，幅值減小了，而且電機(jī)在相同的條件下，帶載能力提升了。

圖7 內(nèi)外電機(jī)定位力矩疊加實(shí)驗(yàn)波形圖

4 結(jié) 語(yǔ)

從以上仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，磁路并聯(lián)式同心圓結(jié)構(gòu)的雙定子電機(jī)，不僅可以抑制轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)和針對(duì)性的抑制某一特定頻率的定位力矩諧波，還可以提升電機(jī)的效率。

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Study of Cogging Torque Suppressing for Double Stator FSPM Motor

GONGJian-feng，QUANLi，ZHUXiao-yong，ZONGZai-yun

(Jiangsu University，Zhenjiang 212013,China)

The flux-switching permanent magnet (FSPM) motor has the advantages of high power density, large output torque and essentially sinusoidal back-EMF. However, compared with the traditional permanent magnet synchronous motor and brushless DC motor which permanent magnet in the rotor, FSPM motor torque ripple is relatively large, as a result, it limits the application and popularization of this kind of motor in some fields such as high precision motion control, servo system etc. In this paper, a new method the "inside and outside the motor displacement design and control" was proposed for magnetic flux switching double stator motor, and the theoretical analysis and experimental verification were carried on. In the design of the motor, the magnetic circuit parallel and concentric circles structure were adopted, and at the same time, the internal and external stator were staggered an angle. Through the control of inner, outer stator current phase, the purpose of suppress the cogging torque can be achieved. Both the simulation analysis and experimental research show that, the proposed method can make the motor to maintain high torque density and effectively reduce the total torque ripple of the motor, and it provides an effective method for torque ripple suppression for this kind of doubly salient double stator motor.

suppressed cogging torque； double stator； flux-switching permanent magnet (FSPM)； parallel magnetic circuit； concentric circle structure

2015-01-08

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51377073)；教育部博士點(diǎn)基金項(xiàng)目(20113227110002)；江蘇省高校優(yōu)勢(shì)學(xué)科建設(shè)工程資助項(xiàng)目

TM351

A

1004-7018(2016)01-0017-05