朱安宇，劉沛麟，劉 闖

(南京航空航天大學(xué) 自動(dòng)化學(xué)院，南京 211106)

0 引 言

開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)(Switched Reluctance Motor，SRM)的定轉(zhuǎn)子采用雙凸極結(jié)構(gòu)，由硅鋼片疊壓而成，轉(zhuǎn)子上沒(méi)有繞組和永磁體，因此具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、堅(jiān)固、便于維護(hù)等優(yōu)點(diǎn)。SR電機(jī)運(yùn)行基于最小磁阻原理，根據(jù)位置信號(hào)控制各相通斷保持電機(jī)持續(xù)運(yùn)行。其功率變換器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、各相獨(dú)立運(yùn)行，開(kāi)關(guān)管與繞組串聯(lián)，從根本上避免了上下橋臂直通，因此具有高容錯(cuò)性、高可靠性的優(yōu)點(diǎn)[1]。

電磁噪聲是開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)最主要的噪聲來(lái)源。Cameron D E證明由相電流引起的定轉(zhuǎn)子間脈動(dòng)的徑向力是引起電磁噪聲的主要原因[2]。徑向力即氣隙磁拉力，通常采用麥克斯韋應(yīng)力法和虛位移法進(jìn)行計(jì)算。虛位移法在工程應(yīng)用廣泛，但是無(wú)法得到力的具體分布。而麥克斯韋應(yīng)力法是用等效的磁張力來(lái)代替體積力，該方法對(duì)于確定交界面上的電磁力非常方便，但對(duì)氣隙的剖分精度具有較高要求[3-5]。

目前研究開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)電磁振動(dòng)通常從電機(jī)本體設(shè)計(jì)與控制方法優(yōu)化兩個(gè)角度進(jìn)行。Picod C在1997年通過(guò)參數(shù)化三相6/4結(jié)構(gòu)SR電機(jī)定子幾何形狀研究定子磁軛厚度與齒形參數(shù)對(duì)電機(jī)電磁性能和振動(dòng)噪聲的影響[6]。文獻(xiàn)[7]提出新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，在轉(zhuǎn)子齒上開(kāi)不同尺寸的矩形窗，得到降低振動(dòng)噪聲最小的結(jié)構(gòu)。文獻(xiàn)[8]在這些研究基礎(chǔ)上分析了在定轉(zhuǎn)子上開(kāi)窗不僅減小了磁密的徑向分量、減小徑向力，還能起到類似彈簧作用的緩沖和衰減徑向力；并證明在定子磁軛上開(kāi)窗有更好的減振效果。文獻(xiàn)[9]設(shè)計(jì)了有一種圓柱形轉(zhuǎn)子，即在相鄰轉(zhuǎn)子處加薄肋，用以加強(qiáng)結(jié)構(gòu)機(jī)械強(qiáng)度，減小振動(dòng)噪聲。文獻(xiàn)[10]提出轉(zhuǎn)子齒兩側(cè)開(kāi)槽的方案，使得轉(zhuǎn)子齒一側(cè)表面的氣隙磁密徑向分量減小，切向分量增大，從而達(dá)到定子徑向力減小同時(shí)增大電磁轉(zhuǎn)矩的目的，減小了電機(jī)電磁振動(dòng)。

另外從控制方法角度研究SRM的減振降噪策略也是研究熱點(diǎn)。文獻(xiàn)[11]提出了一種在磁飽和區(qū)抑制開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)噪聲和振動(dòng)的構(gòu)建電流波形的新方法，該電流波形由直流分量、基波、二次諧波和第三次諧波組成，目的是使各相徑向力脈動(dòng)最小，從而實(shí)現(xiàn)減振和降噪。文獻(xiàn)[12]提出使用兩步換相法消減換相時(shí)刻相電流和徑向力的躍變以削弱特定頻率的振動(dòng)。文獻(xiàn)[13]運(yùn)用直接瞬時(shí)力控制方法減小各相合成徑向力脈動(dòng)，減小甚至消除振動(dòng)呼吸模態(tài)的振動(dòng)。

文獻(xiàn)[14]通過(guò)對(duì)比長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁效果，研究SR電機(jī)繞組連接方式對(duì)相電流和轉(zhuǎn)矩等電磁性能的影響。文獻(xiàn)[15]研究了繞組串并聯(lián)方式對(duì)SR電機(jī)徑向磁拉力和單邊磁拉力以及振動(dòng)噪聲的影響。

現(xiàn)有文獻(xiàn)均未討論不同繞組連接方式對(duì)SRM徑向力以及振動(dòng)噪聲的影響。本文研究繞組連接方式對(duì)振動(dòng)噪聲的影響，通過(guò)給定相同的激勵(lì)源，對(duì)比NNNNSSSS和NSNSSNSN這兩種常用不同繞組連接方式下磁鏈差異。由于反向串聯(lián)繞組連接方式NSNSNSNS存在電流畸變以及輸出轉(zhuǎn)矩小等缺點(diǎn)，本文暫不考慮。通過(guò)建立定轉(zhuǎn)子間徑向氣隙磁拉力和振動(dòng)有限元模型，比較兩種不同繞組連接方式下的徑向力和振動(dòng)特征。最后基于9kW四相8/6結(jié)構(gòu)SR樣機(jī)搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

1 基于兩相勵(lì)磁模式的磁鏈分析

根據(jù)不同SR驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)在電機(jī)結(jié)構(gòu)、性能參數(shù)要求存在差異，一相的多個(gè)線圈之間的連接方式存在串并聯(lián)、正反向串聯(lián)以及極性排布的區(qū)別，本文對(duì)四相8/6結(jié)構(gòu)的SR電機(jī)進(jìn)行正向串聯(lián)NNNNSSSS和NSNSSNSN兩種繞組連接方式進(jìn)行對(duì)比研究。

當(dāng)SR電機(jī)相鄰兩相定子極性相同時(shí)，這兩相為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式；當(dāng)相鄰兩相定子極性不同時(shí)，這兩相為短磁路勵(lì)磁模式。對(duì)于四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)如圖1所示，NNNNSSSS繞組連接方式下A、B相，B、C相和C、D相為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式，而A、D相為短磁路勵(lì)磁模式；NSNSSNSN繞組連接方式下A、B相，B、C相和C、D相之間為短磁路勵(lì)磁模式，而A、D相之間為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式。不同繞組連接方式改變了SR電機(jī)相鄰兩相磁路勵(lì)磁模式，從而對(duì)電機(jī)的電磁特性和振動(dòng)特性產(chǎn)生影響。

1.1 磁鏈與徑向力關(guān)系建立

由于開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)的雙凸極結(jié)構(gòu)，定轉(zhuǎn)子之間會(huì)產(chǎn)生脈動(dòng)的切向力和徑向力。其中切向力是電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩的來(lái)源，徑向力是引起電機(jī)振動(dòng)噪聲的最主要原因。本文采用麥克斯韋應(yīng)力法進(jìn)行有限元仿真獲得電機(jī)的徑向力。

圖1 四相8/6SRM的繞組連接方式圖

氣隙中的電磁力由磁感應(yīng)強(qiáng)度產(chǎn)生。磁感應(yīng)強(qiáng)度B、磁勢(shì)A和磁場(chǎng)強(qiáng)度H之間的關(guān)系式為

(1)

(2)

(3)

式中,μ0為真空磁導(dǎo)率。電磁力矢量和一個(gè)表面上總的電磁力可以表示為

(4)

(5)

(6)

電磁力Fmag可以分為兩部分

(7)

(8)

式中，Br為徑向磁密，Bt為切向磁密。切向力Ft產(chǎn)生電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩，徑向力Fr在電機(jī)中引起振動(dòng)。由于SR電機(jī)鐵心疊長(zhǎng)h為恒定值，徑向力Fr又可以表示為

(9)

式中,徑向力為單相定轉(zhuǎn)子氣隙磁拉力，積分區(qū)域?yàn)閱蜗喽ㄞD(zhuǎn)子氣隙弧長(zhǎng)。由式(9)可知，SR電機(jī)徑向力由氣隙磁密大小決定，相比于徑向磁密Br，切向磁密Bt可以忽略不計(jì)，所以通?？梢越频恼J(rèn)為定轉(zhuǎn)子之間的氣隙磁密B約等于Br。為了方便理解，將式(9)化簡(jiǎn)為

(10)

同一時(shí)刻相磁鏈越大該相定轉(zhuǎn)子間氣隙磁密越大，由于定子齒上磁通量近似等于定轉(zhuǎn)子間的氣隙磁通量，本文通過(guò)比較同一時(shí)刻的相磁鏈大小來(lái)近似比較氣隙磁密的大小，從而對(duì)比徑向力大小。

1.2 磁鏈分析

對(duì)于四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)而言任意時(shí)刻都是兩相同時(shí)導(dǎo)通勵(lì)磁。以DA相為例分析，通過(guò)改變D、A的磁極磁性分別得到短磁路和長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式。圖2為D、A兩相在D相齒對(duì)齒位置分別為短磁路和長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式下的磁場(chǎng)分布圖。改變激勵(lì)電流源幅值得到在不同勵(lì)磁模式下A相磁鏈曲線簇如圖3所示。

圖3為長(zhǎng)、短磁路勵(lì)磁模式下磁鏈在不同電角度位置隨電流變化曲線。觀察圖3可知當(dāng)電流較小時(shí)，定子在長(zhǎng)短磁路兩種勵(lì)磁模式下的磁鏈大小相同，并且磁鏈隨電流線性變化。在勵(lì)磁電流較小時(shí)，磁場(chǎng)未飽和，軛部磁勢(shì)不會(huì)改變齒部磁鏈隨電流線性變化的關(guān)系。但隨著勵(lì)磁電流逐漸增大短磁路勵(lì)磁模式下的磁鏈明顯大于長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式，并且差距不斷增大。因?yàn)殡S著勵(lì)磁電流增大，磁場(chǎng)逐漸飽和，由于長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式磁路長(zhǎng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于短磁路勵(lì)磁，軛部具有更大的磁勢(shì)，此時(shí)長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式下的相磁鏈小于短磁路勵(lì)磁模式。

圖2 兩相勵(lì)磁模式下的磁場(chǎng)分布圖

圖3 不同勵(lì)磁模式下磁鏈曲線簇

1.3 徑向力分析

由圖3可知，當(dāng)電流為20A時(shí)，相磁鏈隨電流線性變化，并且大小不受長(zhǎng)短磁路影響。當(dāng)電流足夠大時(shí)，相磁鏈在短磁路勵(lì)磁模式下明顯較大。通過(guò)對(duì)四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)分別在短磁路勵(lì)磁模式和長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式進(jìn)行有限元仿真，獲得兩相勵(lì)磁模式區(qū)間內(nèi)A相徑向力變化曲線如圖4所示。圖4為A相在20A、200A、300A時(shí)長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁模式下徑向力隨電角度變化曲線。以A相定子齒對(duì)齊轉(zhuǎn)子槽為電角度0°，下文保持一致。

圖4 A相在不同勵(lì)磁模式下不同電流激勵(lì)時(shí)的徑向力特性

由圖4可知，隨著兩相勵(lì)磁導(dǎo)通時(shí)間增加，勵(lì)磁電流為20A時(shí)，由于磁場(chǎng)未飽和，磁鏈大小不受長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁模式影響，因此徑向力大小一樣。當(dāng)勵(lì)磁電流增大到200A、300A時(shí)，由于磁場(chǎng)飽和，軛部磁勢(shì)受磁路長(zhǎng)短影響，長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式下相磁鏈小，徑向力較小，短磁路勵(lì)磁模式下相磁鏈大，徑向力較大。由此得到結(jié)論，在小電流激勵(lì)下，磁路不飽和使得磁路長(zhǎng)短不影響磁鏈。在大電流激勵(lì)下， 磁路飽和使得長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式軛部存在更大的磁勢(shì)，相磁鏈小于短磁路勵(lì)磁模式，徑向力小于短磁路勵(lì)磁模式。由于四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)任意兩相勵(lì)磁只保持90°電角度，長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁模式可能產(chǎn)生切換，所以圖4僅對(duì)比0°到90°電角度內(nèi)的徑向力特性。

2 徑向力仿真

本文以一臺(tái)四相8/6結(jié)構(gòu)開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)為例，建立兩種不同繞組連接方式NNNNSSSS和NSNSSNSN的仿真模型。

2.1 小電流勵(lì)磁下徑向力特征

給定轉(zhuǎn)速500r/min，勵(lì)磁電流為20A，各相半周期導(dǎo)通寬度，得到定子磁極排列分別為NNNNSSSS和NSNSSNSN兩種繞組連接方式下四相徑向力曲線如圖5所示。

圖5 20A下不同繞組連接方式四相徑向力曲線

NNNNSSSS繞組連接方式下D相徑向力峰值略大于其他三相，B和C相都是長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式，相磁鏈較小，徑向力較小。A相前半導(dǎo)通區(qū)間為短磁路勵(lì)磁模式，后半導(dǎo)通區(qū)間為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式，由于徑向力峰值由最大磁鏈決定，而磁鏈最終大小取決于后半導(dǎo)通區(qū)間的勵(lì)磁模式，所以A相磁鏈和徑向力峰值與B、C相幾乎一樣，對(duì)于D相而言，前半導(dǎo)通區(qū)間為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式，后半導(dǎo)通區(qū)間為短磁路勵(lì)磁模式，所以D相磁鏈和徑向力比其余相大。但由于電流激勵(lì)為20A，磁場(chǎng)未飽和，所以長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁模式帶來(lái)的影響比較小。NSNSSNSN繞組連接方式下D相徑向力小于其余三相，因?yàn)锽、C相和A相后半導(dǎo)通區(qū)域?yàn)槎檀怕穭?lì)磁模式，D相后半導(dǎo)通區(qū)間為長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式。

2.2 大電流勵(lì)磁下徑向力特征

給定轉(zhuǎn)速500r/min，將勵(lì)磁電流改變?yōu)?00A，得到定子磁極排列分別為NNNNSSSS和NSNSSNSN兩種繞組連接方式下四相徑向力曲線如圖6所示。由于磁路飽和，軛部磁勢(shì)受長(zhǎng)短磁路勵(lì)磁模式影響明顯。NNNNSSSS繞組連接方式下D相由于是短磁路勵(lì)磁模式所以徑向力大于其余三相，NSNSSNSN繞組連接方式下D相由于是長(zhǎng)磁路勵(lì)磁模式所以徑向力小于其余三相。所以從徑向力的角度考慮，NNNNSSSS的繞組連接方式各相平均徑向力較小，是更有利于減小SR電機(jī)振動(dòng)的繞組連接方式。

圖6 200A下不同繞組連接方式四相徑向力曲線

3 振動(dòng)響應(yīng)的有限元驗(yàn)證

徑向力作為結(jié)構(gòu)振動(dòng)的激勵(lì)源，對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)大小產(chǎn)生直接影響。而對(duì)SR電機(jī)振動(dòng)的分析首先需要進(jìn)行電機(jī)模態(tài)分析。

3.1 模態(tài)分析

SR電機(jī)的電磁振動(dòng)與定子的振動(dòng)特性密切相關(guān)。已有研究表明[16]，定、轉(zhuǎn)子之間的徑向磁吸力所致的定子橢圓變形是激發(fā)定子振動(dòng)的主要來(lái)源，并且當(dāng)徑向力諧波頻率與定轉(zhuǎn)子固有頻率接近或一致時(shí)引起共振，產(chǎn)生強(qiáng)烈的振動(dòng)噪聲。

本文通過(guò)有限元軟件計(jì)算SR電機(jī)定子振動(dòng)模態(tài)及振動(dòng)特性。本文進(jìn)行研究的四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。圖7為該SR樣機(jī)應(yīng)用ANSYS軟件進(jìn)行模態(tài)分析的結(jié)構(gòu)。

表1 四相8/6結(jié)構(gòu)SR電機(jī)樣機(jī)參數(shù)

圖7為SR樣機(jī)定子在0到5000Hz內(nèi)的模態(tài)，包括以一階模態(tài)647.52Hz和647.66Hz為例的對(duì)稱和反對(duì)稱模態(tài)共六階和非標(biāo)準(zhǔn)模態(tài)2713.8Hz等。當(dāng)徑向力頻率接近或與這些模態(tài)對(duì)應(yīng)固有頻率一致時(shí)，定子會(huì)產(chǎn)生劇烈振動(dòng)。

圖7 樣機(jī)定子有限元分析獲得模態(tài)及固有頻率

3.2 斬波電流控制下振動(dòng)加速度響應(yīng)

SR電機(jī)的控制方式通常根據(jù)轉(zhuǎn)速分為兩部分：在低轉(zhuǎn)速下實(shí)行直接位置控制，給定斬波限得到近似方波電流；在高速階段實(shí)行角度位置控制，得到脈沖電流波形。設(shè)定電機(jī)轉(zhuǎn)速500r/min，給定電流斬波限為80A，不同繞組連接方式下的各相徑向力作為SR電機(jī)振動(dòng)的激勵(lì)源進(jìn)行振動(dòng)有限元仿真。得到定子表面振動(dòng)加速度響應(yīng)如圖8所示，振動(dòng)加速度大小以重力加速度g(m/s2)為單位。結(jié)合模態(tài)分析結(jié)果，圖8中主要的振動(dòng)頻率為650Hz的一階共振頻率和4150Hz的五階共振頻率附近。一階共振頻率下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下振動(dòng)加速度分別為2.55g和2.63g；五階共振頻率下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下振動(dòng)加速度分別為1.31g和5.97g。由圖8可知，在低速給定電流斬波限的直接位置控制下NNNNSSSS的繞組連接方式更有利于減小SR電機(jī)振動(dòng)。

圖8 500r/min不同繞組連接方式振動(dòng)加速度仿真結(jié)果

3.3 脈沖電流控制下振動(dòng)加速度響應(yīng)

給定電機(jī)轉(zhuǎn)速800r/min，各相徑向力作為SR電機(jī)振動(dòng)的激勵(lì)源進(jìn)行振動(dòng)有限元仿真。不同繞組連接方式下SR電機(jī)定子表面振動(dòng)加速度響應(yīng)如圖10所示。電機(jī)給定轉(zhuǎn)速為800r/min，輸出平均轉(zhuǎn)矩80N。同樣圖10中主要的振動(dòng)頻率為650Hz的一階共振頻率和4150Hz的五階共振頻率附近。一階共振頻率下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下振動(dòng)加速度分別為0.75g和0.83g；五階共振頻率下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下振動(dòng)加速度分別為0.41g和1.93g。NNNNSSSS繞組連接方式下的振動(dòng)明顯小于NSNSSNSN。由圖9可知，在高速角度位置脈沖電流控制下NNNNSSSS的繞組連接方式更有利于減小SR電機(jī)振動(dòng)。

圖9 800r/min不同繞組連接方式振動(dòng)加速度仿真結(jié)果

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

本文通過(guò)對(duì)四相8/6 SR電機(jī)進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試驗(yàn)證理論和仿真結(jié)論。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)包括一臺(tái)9kW四相8/6開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)，SR電機(jī)控制器，Magtrol測(cè)功平臺(tái)，示波器，上位機(jī)，振動(dòng)加速度傳感器，數(shù)據(jù)采集分析儀和數(shù)據(jù)采集分析軟件如圖10所示。振動(dòng)加速度傳感器磁性連接在機(jī)殼表面通過(guò)數(shù)據(jù)采集分析儀在數(shù)據(jù)采集分析軟件中對(duì)振動(dòng)加速度數(shù)據(jù)進(jìn)行處理和分析。本文分別在500r/min的斬波控制模式下和800r/min的脈沖電流控制模式下對(duì)NNNNSSSS和NSNSSNSN兩種不同繞組連接方式進(jìn)行對(duì)比實(shí)驗(yàn)。

圖10 SR電機(jī)振動(dòng)測(cè)試平臺(tái)

500r/min時(shí)，兩種繞組連接方式下輸出轉(zhuǎn)矩約為60Nm。數(shù)據(jù)采集分析軟件中得到的振動(dòng)加速度響應(yīng)頻譜如圖11所示。圖11縱坐標(biāo)單位為g即m/s2。對(duì)比兩種繞組連接方式下幾個(gè)振動(dòng)較大的頻率：550Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為0.58g和1.30g；650Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為1.64g和2.07g；950Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為0.99g和1.54g；4500Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為0.38g和1.09g。在低速斬波電流控制下NNNNSSSS繞組連接方式下的振動(dòng)明顯小于NSNSSNSN，與仿真結(jié)果一致。

圖11 500r/min時(shí)兩種繞組連接方式下振動(dòng)加速度響應(yīng)

圖12 800r/min兩種繞組連接方式下振動(dòng)加速度響應(yīng)

800r/min時(shí)，兩種繞組連接方式下輸出轉(zhuǎn)矩約為60Nm。數(shù)據(jù)采集分析軟件中得到的振動(dòng)加速度響應(yīng)頻譜如圖12所示。對(duì)比兩種繞組連接方式下幾個(gè)振動(dòng)較大的頻率：725Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為1.74g和2.27g；875Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為2.91g和5.77g；1037.5Hz下NNNNSSSS和NSNSSNSN繞組連接方式下分別為1.66g和2.08g。在高速脈沖電流控制下NNNNSSSS繞組連接方式下的振動(dòng)小于NSNSSNSN，與仿真結(jié)果一致。

由于臺(tái)架安裝以及轉(zhuǎn)子偏心等原因SR電機(jī)在實(shí)驗(yàn)時(shí)振動(dòng)諧波遠(yuǎn)比仿真豐富。同時(shí)機(jī)殼的存在，一方面能夠有效的抑制徑向力波的傳遞，其中對(duì)高頻徑向力波的抑制效果更明顯，所以實(shí)驗(yàn)振動(dòng)頻譜中的高頻振動(dòng)不明顯；另一方面改變了電機(jī)的固有模態(tài)。綜上所述，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明NNNNSSSS是更有利于減少SR電機(jī)振動(dòng)的繞組連接方式。

5 結(jié) 論

本文建立磁鏈與徑向力關(guān)系，通過(guò)對(duì)兩相勵(lì)磁時(shí)長(zhǎng)磁路與短磁路勵(lì)磁模式下磁鏈存在的差異進(jìn)行分析，得到徑向力差異。對(duì)比小電流和大電流下常用兩種繞組連接方式NNNNSSSS和NSNSSNSN徑向力差異，結(jié)合磁路長(zhǎng)短的影響和互感影響得到NNNNSSSS繞組連接方式下各相平均徑向力最小的結(jié)論。通過(guò)對(duì)定子的模態(tài)分析以及有限元振動(dòng)仿真，發(fā)現(xiàn)無(wú)論在低速斬波電流控制還是高速脈沖電流控制下NNNNSSSS的繞組連接方式相比于NSNSSNSN振動(dòng)加速度較小。最后本文通過(guò)振動(dòng)試驗(yàn)，分別對(duì)比低高速在相同負(fù)載下NNNNSSSS和NSNSSNSN振動(dòng)加速度響應(yīng)，驗(yàn)證了NNNNSSSS是更有利于減小開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)振動(dòng)噪聲的繞組連接方式的結(jié)論。