摘要 直线磁通切换永磁电机的永磁体和电枢绕组均置于初级，次级仅由导磁铁心组成，结构简单，在长距离驱动系统及短距离高速弹射系统具有特定优势。应用于长距离驱动系统，可将该类电机的次级导磁铁心沿着长定子轨道铺设，而初级作为短动子，具有不仅具有高效率、高推力密度的优点，而且次级成本低，降低驱动系统成本。应用于短距短距离高速弹射系统，短次级动子铁心置于双边次级定子中间，具有动子结构简单、可靠性高、带负载能力强的优点。本文分别针对长距离驱动系统和短距离高速电磁弹射系统，分析了单边和双边新型磁通切换型直线电机结构、原理、设计规则、电磁性能和驱动系统。研究结果表明该电机在这两类应用场合具有较好的实用价值。
关键词：直线磁通切换电机，轨道交通，电磁弹射；
中图分类号：TM351
Linear Flux-Switching Permanent Magnet Motors and Drive System
Abstract Permanent magnet and armature coil of linear flux-switching motors are all located on its primary, while the secondary is only made of simple iron. Hence, this kind of motors has special advantage on the long distance drive system and high speed lunch system. When this motor used in long distance drive system, the short primary mover is fixed under the bogie of a railway vehicle and the secondary stator is fixed between the iron rails. Hence, this kind of motors incorporates the merits of higher efficiency, higher thrust density and low cost. When this motor used in short distance and higher speed lunch system, the short secondary mover iron is design between double sided long primary stators, which can offer some merits such as simple and high reliability mover, strong ability with load. Based on the long distance drive system and high speed lunch system, the structures, operation principle, general design principle, electromagnetic performance, and drive system of the single and double sided linear flux-switching motors are analyzed in this paper. The research results show that this kind of motors has better practical value.
keywords：Linear flux-switching machine, rail transit, electromagnetic Lunch
1 引言
直线感应电机的次级一般为铜和铝制成的感应板，该结构简单可靠，易于维护，但是直线感应电机存在效率和功率因数低的缺点。虽然传统的永磁同步直线电机在效率和功率因数方面较直线感应电机有较大优势，但由于永磁体和电枢绕组分别置于初级和次级，因此在长距离驱动场合，无论是将永磁体还是将电枢绕组沿着长定子铺设，势必要增加系统的成本，且不易维护。直线开关磁阻电机次级仅由导磁铁心组成，结构简单、可靠，在长距离驱动系统具有成本低，便于维护等优点，但是该电机存在功率密度低，推力波动大等缺点。此外，在如电磁弹射等短距离高速驱动场合，直线感应电机是一种可行的方案[1]，但是直线感应电机也存在不足之处，如功率因数低、输入电流大等[2]-[4]。传统永磁同步直线电机应用于电磁弹射系统主要有两种结构，一种是高速动子为电枢绕组，永磁体置于次级定子，该结构存在动子带电运行，可靠性低、结构复杂等缺点。另一种结构是永磁体作为高速动子，永磁体置于高速动子，易受震动影响，存在电流冲击和高温退磁风险[5]-[7]。因此，针对以上两种驱动背景，本文将介绍磁通切换型初级永磁电机的结构、原理与控制系统。
2 单边直线磁通切换电机
2.1 结构原理
图1（a）所示为一台三相Ps/Pr极旋转型磁通切换永磁电机（flux-switching permanent-magnet motor，FSPM）结构剖面图(Ps=12为定子极数，Pr=14为转子极数)。由图可见，其定子和转子均为凸极结构，转子上既无绕组也无永磁体，结构非常简单。定子部分由12个U型硅钢片导磁铁心和内置于U型定子铁心的12块永磁体组成。其中，永磁体是沿着切向交替充磁的，其作用是产生聚磁效应。每个U型导磁铁心围成的槽中并排放置了两个集中线圈，12个线圈共分成了三组，每四个串连组成一相，例如图中的A1~A4是A相的四个线圈，以此类推。每个线圈横跨在两个定子齿上，中间嵌有一块永磁体，称为一个定子极。正是这种独特的设计，使得转子齿在与同一个线圈下两个不同的定子齿分别对齐时，线圈中的磁链极性相反。将图1旋转FSPM电机的某一半径切开并展平，可得到一台直线磁通切换永磁电机(linear FSPM, LFSPM)，如图2所示，为了便于讨论，该直线电机称为“4*ABC”结构。同时，为了在一定程度上补偿端部绕组的磁路，在电机的初级两端部各增加了一个附加齿。显然该磁通切换型直线电机的工作原理与旋转磁通切换电机相似。当初级向前运动一个定子极距范围，三相电枢绕组中的感应电动势近似为正弦波，因此该电机适用于无刷交流（BLAC）控制。值得说明的是，虽然该电机端部的附加齿可以在一定程度上平衡端部绕组的磁路，但是该电机仍然存在端部相绕组和中间相绕组磁路不对称的问题[8]。
图1 12/14极旋转磁通切换电机
图2带辅助齿直线磁通切换电机（4*ABC）
2.2 模块化直线磁通切换电机
为解决图2电机动子端部相绕组磁路不对称问题，文献[9]基于一台三相12/14极旋转FSPM转电机，提出一种模块化LFSPM (modular LFSPM, MLFSPM)电机，如图3所示。该电机可由电机图2所示的4*ABC电机得到，首先将其永磁间隔被替换为磁障，去掉套着磁障的线圈（即线圈A2、A4、B2、B4、C1、C2）；其次将剩下的线圈匝数增加一倍，保证每相绕组的总匝数不变。由图3可知，该电机每相由两个E型模块组成，每个E型模块由两个U型齿和夹在中间的永磁体组成，集中线圈置于E型模块的槽中。属于同相的两E型模块之间的距离λ1=7τs，相邻两相E型模块之间的距离λ2=(2+1/3)τs。可见，每个E型模块中只有一个线圈，每个线圈均由一个永磁体励磁，相邻两E型模块有磁障间隔，属于一相的两线圈串联组成一相绕组。因此，该电机每个线圈磁路独立，不存在电机“4*ABC”端部相绕组与中间相绕组磁路不对称问题，三相绕组反电动势幅值相同。由于每个线圈磁路独立，因此三相绕组之间的互感很小，容错能力强；模块化设计便于生产，初级动子长度减小。
然而，由于该电机每相绕组仅由两个线圈串联组成，两个线圈与定子的相对位置相同。因此该电机不具备旋转FSPM电机和电机“4*ABC”相绕组磁路互补特性。这将导致该电机绕组反电动势谐波含量增大，从而增大电机的推力波动。此外，该电机的定位力也较大。如前所述，为方便比较，将不具有互补特性的该结构电机命名为“ABCABC”。
图3电机“ABCABC”结构图
2.3 磁路互补型、模块化直线 磁通切换电机
实际上，为得到一台三相磁路互补型MLFSPM(complementary MLFSPM, CMLFSPM)电机，可采用如下两种方法：第一，将图3所示的电机“ABCABC”左面三个E型模块向左移动半个定子极距τs，就可以得到如图4 (a)所示的结构。此时，属于同相的两线圈在空间上互差180º，其相绕组具有互补特性。为方便比较，将具有互补特性的该电机被命名为“ABC-ABC”。第二，将属于同相的两E型模块相邻放置，保证两E型模块之间的距离λ1满足式（1）。同时，保证属于相邻相的对应模块之间的距离λ2满足式（2），就可以得到如图4（b)所示的结构[10]。
(1)
(2)
其中，j和k为正整数，图4 (b)中，j=2，k=5，λ1=2.5τs，λ2=(5+1/3)τs。
由式（1）可知，属于同相的两线圈在空间上互差180º，因此具有互补特性。由式（2）可知，三相绕组的电磁特性在空间上互差120º，满足三相电机设计要求。为方便比较，该结构电机被命名为“AABBCC”。
(a) 电机“ABC-ABC”
(b) 电机“AABBCC”
图4 CMLFSPM电机结构(τm/τs=14/12)
2.4 任意极距比模块化磁通切换直线电机设计原则
前面几节先由12/14极旋转磁通切换电机展开来得到一台LFSPM电机，在此基础上讨论几种模块化直线磁通切换型电机的拓扑结构。该研究方法比较直观，也易于得到某一极距比和结构的LFSPM电机。但是该研究方法存在以下不足和局限性：首先，该设计方法受到旋转FSPM电机极距比和结构的限制。该缺点主要体现在三个方面：第一，例如定、转子极数之比为12/12和12/15的FSPM电机不是三相电机，由此FSPM电机直接展开得到的LFSPM电机必然不是一台三相LFSPM电机；第二，即使由某个定、转子极数的三相FSPM电机(如定、转子极数为12/14)展开可以得到一台三相LFSPM电机和MLFSPM电机，也存在端部磁路不对称和相绕组不具有互补的特性的缺点；第三，即使得到的MLFSPM电机具有互补特性，其设计方法也受旋转电机设计方法的限制。其次，所得到的LFSPM电机范围较小，仅从现有的旋转FSPM电机得到，研究范围较窄，不具有通用的指导意义。因此，提出直线FSPM电机结构设计的通用原则和方法具有重要的理论意义和实用价值，该设计方法不仅便于设计LFSPM电机，而且有利于理解“磁通切换”电机的本质原理，拓宽磁通切换电机的研究范围，甚至有利于理解定子永磁型电机的结构联系。文献[11]分析了极距比近似为1的几种MLFSPM电机的结构特性和电磁特性，并指出初级次级极距比近似为13/12的直线电机具有最好的特性。文献[12]对任意极距比直线电机的设计原则及电磁特性进行了深入研究，本文简单介绍通用设计原则。
由于直线电机的结构比较灵活，只要一个E型模块结构满足“磁通切换”原理，就可由此E型模块得到不同结构的MLFSPM电机。如E型模块极距比τm/τs≈n (n为正整数)，那么为了得到具有正弦反电动势和较小定位力的MLFSPM电机，最好采用互补结构“ABC-ABC”和“AABBCC”。如E型模块极距比τm/τs=n(n为正整数)，那么互补结构“ABC-ABC”和“AABBCC”及非互补结构“ABC” 和“ABCABC” 都可采用。
如何设计具有磁通切换原理的E型模块是设计MLFSPM电机的关键。根据前面的分析，可归纳出具有“磁通切换”原理和任意极距比E型模块的通用设计规则如下：
(3)
为了更好的理解式(3)，图5给出了极距比τm/τs=1、2和3时满足“磁通切换”原理的E型模块结构图。对于图5 (a)所示的E型模块，τm/τs=1，τu1=τu=τm/2，即式（3）中的n=1，j=0。首先，如果τs和τu1保持不变，将n由1变为2，此时可得到图5 (b)所示E型模块。该E型模块仍然满足“磁通切换”工作原理，因此基于此模块可以得到不同结构的MLFSPM电机。其次，如果将n由1变为3，j由0变为1，则τm/τs=3，τu=τu1=1.5τs=τm/2，此时图5 (a)所示E型模块将变为图5 (c)所示的E型模块，该E型模块即为极距比为3的结构。显然，该E型模块满足“磁通切换”工作原理。值得说明的是，当式(3)中τm≈nτs和τu1≈(j+0.5)τs成立时，需采用“ABC-ABC”和“AABBCC”两互补结构才能得到具有正弦反电动势和较小定位力的CMLFSPM电机。因此，只要E型模块的结构满足式(3)，就可以得到不同结构的MLFSPM电机和CMLFSPM电机。
(a) τm/τs=1
（b）τm/τs=2
（c）τm/τs=3
图5极距比τm/τs=1、2、3的E型模块
美国学者Huai Lin和John Amdrew Heing于2007年提出一种直线磁通切换型电机，该电机现为美国保德公司一个产品，如图6所示[13]。近年来，该电机及其改进机构也得到相关学者的关注，但该电机的本质结构原理、与由旋转FSPM电机得到的LFSPM电机之间的关系、有何优缺点等内容此前没有被阐明。文献[12]首先分析了该电机的基本原理及演变过程，指出该电机实际上为极距比为3的LFSPM电机。在此基础上，分析了磁障对电机性能的影响，并利用所提出的通用设计原则，提出了多种结构的极距比为3的MLFSPM电机，并找出了最优结构，如图7（a）所示。进一步比较了该电机与极距比近似为1（即初级极距与次级极距之比为13/12）的最优MLFSPM电机，如图7（b）所示。研究结果表明，极距比为13/12的磁通切换型初级永磁直线电机具有较大优势：当两种极距比直线电机的初级极距τm、永磁体尺寸、电枢绕组匝数、初级动子速度，次级齿高、轭高等同时(即，电机的初级E型模块长度相同、电机外围体积相同)，极距比为13/12的电机具有推力大、频率小(约为后者1/3)、漏磁小、电感小、电抗小、功率因数大、次级重量轻、负载能力强等优点，因此极距比近似为1的电机更适合如电磁弹射等高速运行场合。
图6极距比τm/τs=3的直线磁通切换电机[13]
（a）极距比为3的MLFSPM电机
（b）极距比τm/τs=13/12的MLFSPM电机
图7两种极距比模块化直线磁通切换永磁电机[12]
2.5模块化直线磁通切换电机实验研究
为了验证根据上述通用设计原则所设的MLFSPM电机的理论仿真分析的正确性以及该电机的速度和位移闭环动态性能，完成了图4(a)所示的互补性、模块化直线磁通切换电机实验样机并搭建了控制系统实验平台。图8为该电机的定子冲片、动子以及定子图片，可见其定子模块非常简单，仅由导磁铁心组成，成本低，易于维护。该电机定子长度为3米，采用5块定子模块拼装而成，模块化结构便于生产和安装。
图8 MLFSPM电机实验样机图片
图9为MLFSPM实验平台实物照片，主要包括MLFSPM电机、主电路及驱动保护电路、电流，拉力及位置检测模块、dSPACE控制器和PC机、数字示波器和负载重物组成。该驱动控制系统硬件平台的建立，为验证和分析MLFSPM电机的工作原理和驱动性能奠定了基础。文献[14]建立了该电机的数学模型，文献[15]分析了该电机的速度闭环控制原理及性能。图10为该电机基于矢量控制的速度闭环控制和位移闭环控制实验波形，可见该电机具有较好的动态性能和定位精度，具有较好的通用性。
图9 MLFSPM电机驱动系统实验平台
(a)给定速度为阶梯波时的空载响应实验波形
(b) 阶梯波给定位移实验波形
图10 速度和位移闭环实验波形
3 双边直线磁通切换电机
为了进一步提高电机的推力密度，减小摩擦力，双边直线电机得到了广泛研究。从磁路结构来说，双边磁通切换直线电机也分为串联磁路和并联磁路结构，基本模型如图11所示。假定次级齿高、齿宽、轭高，初级齿宽、槽宽相同(等于a)，不难发现在一个次级极距τs=4a范围内，次级轭部占次级总体积的80%。可见，如能减小甚至去除次级轭部，将能大大减小次级重量。基于该模型的双边MLFSPM，根据不同的应用场合具有以下优点。
在长距离驱动系统，可以根据之前介绍的通用设计原则，文献[16]提出了一种长次级串联磁路型双边磁通切换直线电机，如图12所示。研究结果表明，该电机与并联磁场双边磁通切换电机相比，不仅增大了推力，而且其次级体积仅为并联结构的35%，因此，该电机在长距离驱动系统中不仅具有直线磁通切换电机的优点，而且具有摩擦损耗小，次级成本低等优点。
(c) 双边带次级轭部结构 (d) 双边无次级轭部串联磁路结构
图11双边直线磁通切换电机结构
图12 长距离驱动系统用串联磁路双边MLFSPM电机
在短距离高速弹射系统中，直线感应电机和永磁同步直线电机作为牵引电机应用于电磁弹射系统都是可行的，但也存在各自的不足之处。因此，如能将直线感应电机的动子结构简单、负载能力强与永磁同步直线电机的高效率、高功率因数相结合，集二者之优点，研究适用于电磁弹射系统的高可靠性、高效率、高力能指标的新型永磁直线电机及其相关控制理论，不仅具有重要的学术意义，而且具有极其重要的工程应用价值。图13为一台串联磁路双边磁通切换直线电机[17]，根据图11局部模型分析可知，通过采用串联磁路结构，可以大大减小动子自身能量，降低损耗，降低系统功率等级，提高系统能量利用率和弹射性能。
图13 弹射系统用串联磁路双边MLFSPM电机[17]
参考文献
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