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| 雙余度無刷直流電機電樞繞組結構對比（zxj） |
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摘要：建立了雙余度無刷直流電機的數(shù)學模型，初步確定了定子繞組采用半球纏繞結構和隔槽嵌放結構情況F電機余度之間的耦合關系。在Anson Maxwe兒環(huán)境下針對兩種結構的雙余度無刷直流電機余度間耦合情況做了進一步分析驗證，證明兩種結構下余度問耦合程度的一致性。另外，通過對兩種結構樣機的實際測試和對比，證明了兩種結構雙余度無刷直流電機機械特性的一致性。兩種結構具有栩同的余度^日J耦合程度以及相I司的機械特性，在部分對功率密度以及磁熱耦合要求較低的場合具有通用性。
關鍵詞：雙余度；無刷直流電機；磁熱耦合O 引 言F1前，電力作動器以其簡單可靠、成本低、易于控制等特性引起了人們的廣泛注意和深入研究，并且得到了廣泛的應用。許多無人機中均采用電力作動器，并向高速小型化方向發(fā)展。雙余度無刷直流電機功率大、體積小，具備很強的可靠性和容錯性，岡而，無人機電力作動器的核心部分驅動電機往往采用雙余度無刷直流電機的形式。雙余度無刷直流電機定子中嵌放兩套獨立繞組，當一個電氣余度發(fā)生故障，另一個余度仍能繼續(xù)工作，系統(tǒng)可靠性大為提高。
本文建立了雙余度無刷直流電機的數(shù)學模型，并根據(jù)電機內感與相間互感的公式，得出了雙余度無刷直流電機定子繞組半球纏繞和隔槽嵌放兩種情況下的電感系數(shù)矩陣，分析和總結了兩種結構下各電氣余度之間的耦合關系，并在Ans曲Maxweu環(huán)境下，對不同結構下電氣余度的耦合情況作了有限元(FEA)仿真，驗證了電機數(shù)學模型以及電感系數(shù)矩陣的有效性，對比了兩種結構下不同余度之問的耦合程度。同時，通過對兩種結構樣機的試驗測試，得出r兩種樣機的機械特性，為雙余度無刷直流電機繞組結構選擇提供了理論和試驗依據(jù)。
1雙余度無刷直流電機數(shù)學模型
1．1 半球纏繞’隋況的數(shù)學模型樣機定子為6槽結構，兩套三相集中繞組Al、Bl、Cl和A2、B2、c2采用半球纏繞固定在定子槽中，兩個余度均為星形接法，繞組分布如圖1所示。
由文獻[3]，可得到雙余度無刷直流電機的電壓平衡方程式：
式中，R為電阻矩陣；u、I、E分別代表電壓、電流、電勢的相變量矩陣；L為電感系數(shù)矩陣，z為相繞組自感，m為兩相繞組之問的互感。元素下標al、b1、cl和a2、b2、c2分別代表第一個余度的三相繞組A1、Bl、c1和第二個余度的三相繞組A2、B2、C2。
由于兩個余度均采用無中線星形接法且三相繞組對稱，所以有：
另外，根據(jù)文獻[2]：A2相繞組與A1相繞組軸線重合時，Al和A2的互感m與繞組自感l(wèi)相等，達到****；當兩者相互垂直時，m=0，達到最小值�？梢姡姍C繞組自感與互感在空間隨相間位置角θ呈如下線性關系：
對照圖l所示定子繞組分布圖，根據(jù)式(1)、式(2)以及式(3)，可以得到半球纏繞情況下簡化的電感系數(shù)矩陣L：
簡化的電感系數(shù)矩陣L1顯示：Al相和A2相、B1相和B2相、c1相和c2相具有較強的相問藕合關系。所以，在第一個余度A1相發(fā)生短路故障時，獨立供電的第二個余度A2相同樣會受到較大的影響，不利于兩個余度的容錯運行。
1．2隔槽嵌放情況的數(shù)學模型采用隔槽嵌放結構時，樣機定子仍為6槽結構，兩套三相集中繞組A1、B1、c1和A2、B2、c2所構成的兩個余度均為星形接法，繞組分布如圖2所示；隔槽嵌放結構和半球纏繞結構的電壓平衡方程、電感系數(shù)矩陣結構、繞組自感與互感關系都具有一致性；另外，由于隔槽嵌放情況下兩個余度同樣是無中線三相星形結構，即式(2)仍然成立，因而可以得到隔槽嵌放結構簡化的電感系數(shù)矩陣L2。
簡化的電感系數(shù)矩陣，L2顯示：A1相和B2豐日、B1相和c2相、c1相和A2相具有較強的相間耦合關系。與半球纏繞結構的電感系數(shù)矩陣L1相比，兩個余度的耦合程度基本是一致的，僅是互相耦合的相發(fā)生變化而已。
2耦合情況的有限元仿真分析
所研究的兩種樣機均為6槽4板結構的雙余度無刷直流電機，兩種樣機僅在定子繞組排布方式上有所區(qū)別。上文推導得m了樣機定子繞組分別采用半球纏繞和隔槽嵌放時的電感系數(shù)矩陣，并根據(jù)簡化的電感系數(shù)矩陣對兩個余度的耦合情況作了簡要分析。
雙余度無刷直流電機的兩個余度主要運行于熱備份狀態(tài)，當其中一個余度發(fā)生故障時，另一個余度可以正常工作以保證系統(tǒng)的正常運行。電機繞組匝間短路故障是常見的內部故障，下文以第一個余度A1相發(fā)生匝問短路故障為例分析兩個余度之間的耦合關系。為了獲得兩種結構下不同余度之問更為直觀準確的耦合對照數(shù)據(jù)，使用Ansoft Maxwell對兩種結構的模型分別作有限元分析。
圖3～圖8是定子繞組采用半球纏繞、在Al相發(fā)，t匝間短路前后各相感應電勢諧波含量的變化；圖9～圖14是定子繞組采用隔槽嵌放、在A1相發(fā)生匝間短路前后各相感應電勢諧波含量的變化。
圖3～幽8顯示：在A1相發(fā)生匝問短路故障時，A1、剛、c1和A2、B2、c2各相感應電勢基波含量均有不同程度的下降，其中A1和A2，B1和B2，cI和c2變化情況基奉一致，與由電感系數(shù)矩陣得出的分析結果相吻合；同樣，圖9～圖14顯示：
樣機定子繞組采用隔槽嵌放結構時，在A1相發(fā)生匝間短路故障的情況下，Al、Bl、cl和A2、B2、c2各相感應電勢基波含量同樣有不同程度的下降，其中Al和B2，B1和c2，cl和A2變化情況基本一致，與山電感系數(shù)矩陣得出的分析結果相吻合。
3 兩種結構原型機的實驗測試圖15為樣機測試平臺，樣機兩個余度分別由獨立的逆變器供電。定子繞組采用半球纏繞結構的樣機與采用隔槽嵌放結構的樣機除了電樞結構的區(qū)別外，在外形尺寸、材料以及轉子結構等方面完全一致，圖15所示的樣機為定子繞組采用半球纏繞結構。 |
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