0 引言
盘式横向磁通永磁无刷电机（Disk Transverse Flux Permanent Magnet Brushless Motor, DTFM）的原理结构如图1 所示（以3 相10 转子极12 定子极为例），其定子由12 个C 型铁心极及缠绕在其上的集中绕组线圈构成；转子为盘式转子，是由10 个轴向充磁且极性交错排列的扇形截面永磁体极构成[1-2]。显然，该种电机综合了盘式永磁无刷电机、分数槽集中绕组永磁无刷电机及横向磁通永磁无刷电机的综合优势，具有高效、高功率密度、高转矩密度的特点[3]。如果该电机C 型定子铁心极采用叠片硅钢材料（Si-Steel）制成（如图1 所示），由于Si-Steel铁心使用叠片冲制，C 型铁心的极身与两端面（极靴）具有相同的截面积，为了有足够的空间在C 型铁心极身上放置线圈，铁心极身、铁心极靴截面面积不能太大，这样将导致两个相邻C 型铁心极靴之间的空间太大（相当于普通电机的槽口宽度太大），增加了电机的有效气隙值、降低了永磁体的利用率，同时增大了电机的齿槽转矩。如果该种电机用于多极低速直驱，这一弊端并不明显[4]，但是如果用于少极高速场合，这一弊端极大地影响电机的性能[5]。
图1 盘式横向磁通永磁无刷电机结构
Fig.1 Structure of DTFM
软磁复合（Soft Magnetic Composite, SMC）材料作为一种新型软磁材料可用作电机的导磁材料[6-7]，其铁粉通过绝缘包覆然后模压成形得到SMC 铁心，因而与Si-Steel 铁心相比，具有高频铁耗低、磁及热各向同性的优点，但也具有较低导磁率、较低饱和磁密以及正常工作频率下铁耗较高的缺点[8]。因此，SMC 材料更适用在具有三维磁路结构的永磁电机中，比如横向磁通永磁电机、爪极永磁电机、轴向磁场盘式永磁电机[9-10]，但即便如此，也只是利用了SMC 材料的各向磁同性的优点，其缺点并没有避免或削弱，因此到目前为止，基于SMC 的永磁电机的研究很多，但其产业化并没有很好地推进。如前所述，SMC 材料和Si-Steel 材料具有互补的优缺点，即：在磁及热特性取向方面，前者各向同性、后者各向异性；在导磁率和饱和磁通密度方面，前者低后者高，在正常电机工作频率的铁耗方面，前者高后者低。因此如果采用SMC 和Si-Steel 组合（SMC-Si）铁心，可以充分利用SMC材料和Si-Steel 材料的优势，避免或削弱其缺点，开发出高性能的永磁电机[11-12]。目前SMC-Si 组合铁心永磁电机主要采用SMC 定子齿和Si-Steel 定子轭组合方式，这同时提高了电机的机械强度、降低了电机的加工装配难度。
本文针对Si-Steel C 型铁心DTFM 的缺点，以SMC 为定子极靴、以 Si-Steel 为定子极身组成SMC-Si 组合C 型铁心DTFM。首先给出该种电机的结构及其优越性；其次比较DTFM 分别采用Si-Steel 铁心、SMC 铁心及SMC-Si 铁心时的性能；然后对SMC-Si 组合铁心DTFM 的齿槽转矩进行研究，给出组合铁心DTFM 所具有的更多的降低齿槽转矩的方法，可以使电机具有很低的齿槽转矩；最后完成对SMC-Si 组合定子铁心DTFM 样机的试制和试验。
图2 SMC-Si 铁心DTFM 结构
Fig.2 Structure schematic of SMC-Si cores DTFM
1 SMC-Si 组合铁心DTFM 结构及优越性
3 相10 转子极12 定子极SMC-Si 铁心DTFM如图2 所示。与图1 所示基于Si-Steel 的DTFM 电机相比，增加了SMC 材料制成的定子极靴，其他结构保持不变。可以看出：①由于SMC 极靴厚度较小，只占整个铁心磁路长度的很小一部分，因此其SMC 导磁率较低的缺陷对整体磁路导磁性能的影响很小；②由于SMC 极靴面积较大，其中的磁通密度必然较低，再考虑到SMC 极靴厚度较小， 因此SMC 材料在电机正常工作频率下铁耗较高的缺陷对SMC-Si 铁心DTFM 整体铁耗影响较小；③SMC 极靴的存在对降低电机有效气隙、提高永磁体的利用率，降低电机的齿槽转矩具有重要意义。后文将分析DTFM 电机SMC 极靴的存在对电机性能的影响。
2 SMC-Si、Si-Steel、SMC 定子铁心DTFM的性能对比
为验证SMC 定子极靴对提高DTFM 性能的意义，对不同材料定子模块铁心DTFM 进行性能比较，即SMC 极靴Si-Steel 极身（SMC-Si）定子铁心电机、SMC 极靴-SMC 极身（SMC）定子铁心电机、Si-Steel 极靴Si-Steel 极身（Si-Steel）定子铁心电机。用于性能比较的SMC-Si 铁心电机的结构尺寸见表1，极身相关参数示意如图3 所示，可以看出，SMC-Si电机定子极靴的内外径与永磁体的内外径相同；将SMC-Si 电机的定子极身也换为SMC 材料就变为SMC 定子铁心电机。省却SMC-Si 电机的SMC 定子极靴，并将硅钢极身的两个极面向转子磁体方向延伸，保证了电机的气隙仍为原电机的1.5mm，便于得到Si-Steel 铁心DTFM。为保证三种定子铁 心DTFM 的可比性，Si-Steel 电机的定子铁心做成如图4 所示结构（Si-Steel 叠片铁心很容易制成该结构）。用于电机性能比较的SMC 材料和Si-Steel 材料的磁化曲线如图5 所示。
表1 SMC-Si 铁心DTFM 结构尺寸
Tab.1 Structure size of SMC-Si cores DTFM
参 数 数 值 永磁体外径/mm 170 永磁体内径/mm 118 永磁体厚度/mm 4.9 永磁体极弧角度/（°） 25 单边气隙/mm 1.5 定子极靴厚度/mm 5 定子极靴弧度/（°） 25 定子极靴外径/mm 170 定子极靴内径/mm 118 r1/mm 67 r2/mm 85 r3/mm 95 r4/mm 113 C 型定子厚度/mm 18 h1/mm 8.95 h2/mm 20 h3/mm 38
图3 SMC-Si 定子铁心结构示意图
Fig.3 The schematic diagram of SMC-Si stator core
图4 用于比较的Si-Steel 铁心DTFM 的定子铁心结构
Fig.4 The structure of Si-Steel cores DTFM for comparison
图5 SMC 及Si-Steel 材料的磁化曲线
Fig.5 B-H curves of SMC and Si-Steel
采用三维电磁场的有限元方法，得到三种电机在3 000r/min 转速下的空载相电动势波形如图6 所示，可以看出，尽管Si-Steel 铁心DTFM 的定子铁心都采用导磁率高的Si-Steel 材料，但是与SMCSi 铁心DTFM 相比具有很小的定子极靴极弧角度，因此Si-Steel 铁心DTFM 具有很大的有效气隙，导致其永磁相电动势低于SMC-Si 铁心DTFM；由于SMC 铁心DTFM 整个定子铁心都采用了导磁率低的SMC 材料，因此与其他两种电机相比，SMC 铁心DTFM 具有最低的相电动势。经过上述分析，可以得出SMC-Si 铁心DTFM 具有最高的空载相电动势，因此其磁利用率最高，有利于降低电机电负荷。在此并没有比较电机的铁耗，而实际上，在正常的电机运行频率下SMC 的铁耗要高于Si-Steel材料[13-14]，因此SMC 电机的铁耗要高于SMC-Si电机。需要说明的是，尽管 SMC-Si 电机采用了SMC 极靴，但极靴中磁通密度较低，SMC 极靴中的铁耗不会很高，与Si-Steel 电机相比，即使在相同气隙磁通下，SMC-Si 电机的铁耗也与Si-Steel 电机相差不多。
图7 为三种电机的齿槽转矩波形比较。可以看 出，三者具有相近的齿槽转矩，但是由于SMCSi 电机与SMC 电机引入了SMC 极靴，电机齿槽转矩改善措施更加灵活丰富[15]。在本文的第3节，将进一步对SMC-Si 电机的齿槽转矩进行分析研究。
综上所述，SMC-Si 铁心DTFM 具有比其他两种电机更好的性能优势。
图6 三种电机空载相电动势波形比较
Fig.6 Comparison of three-motor EMF waveforms under no load condition
图7 三种电机的齿槽转矩波形
Fig.7 Cogging torque waveforms of three motors
3 SMC-Si 铁心DTFM 的齿槽转矩降低研究
SMC-Si 铁心DTFM 由于采用了SMC 定子极靴，本身有助于削弱齿槽转矩，并且具有了更多进一步削弱齿槽转矩的方法。本文采取的方法包括调整定子极靴角度α、定子C 型铁心两极靴的相对位置角β、转子磁体极弧角度γ，这些参数分别如图8所示，下面对其进行详细分析。
图8 用于降低SMC-Si 铁心DTFM 齿槽转矩的参数
Fig.8 The parameters used to reduce cogging torque of SMC-Si cores DTFM
3.1 定子极靴角度α 变化对电机齿槽转矩的影响
由于采用SMC-Si 组合定子铁心结构，电机定子极靴角度α成为可调节变量，极靴角度α的变化会引起气隙磁场分布的变化，从而影响到电机的齿槽转矩。在表1 所示电机结构尺寸的前提下，改变定子极靴角度α，得到齿槽转矩的变化如图9 所示。可以看出，随定子极靴角度的增大，电机齿槽转矩先增大后降低，在 27α= °时具有最低齿槽转矩。值得注意的是，由于定子极靴的存在，有助于降低电机的有效气隙，从而提高电机的空载相电动势（Electromotive Force, EMF），但是如果极靴角度太大，反而由于气隙及齿顶漏磁而影响到相电动势的大小。图10 为α 变化对相电动势波形的影响。可以看出，在给定的α 变化范围内，随着α 的增大，永磁相电动势趋于降低。因此在采用调整α 来降低齿槽转矩时，需要考虑由此可能导致的空载相电动势的下降。
图9 SMC-Si 铁心DTFM 齿槽转矩随定子极靴角度α的变化关系
Fig.9 Relationship between cogging torque and stator pole angle α of SMC-Si cores DTFM
图10 α 变化对SMC-Si 铁心DTFM 相电动势的影响
Fig.10 Effect of α variation on SMC-Si cores DTFM phase EMF
3.2 定子极靴错角β 的变化对电机齿槽转矩的影响
同样在表1 所示电机结构尺寸的基础上，改变定子极靴错角β，研究齿槽转矩的变化，图11 是电机齿槽转矩随角度β 的变化关系。可以看出，随β 的增大，齿槽转矩降低，错角在3°～5°范围内，齿槽转矩变化较小，超过 5°，再增加错角，齿槽转矩增加较快。值得注意的是，调整极靴错角对电机空载相电动势波形影响较小，如图12 所示，因此调整极靴错角是一个较好的降低电机齿槽转矩的方法。
图11 齿槽转矩随定子极靴角度β 的变化关系
Fig.11 Relationship between cogging torque and stator poles shifting angle β of SMC-Si cores DTFM
图12 β 变化对SMC-Si DTFM 空载相电动势的影响
Fig.12 Effect of β variation on SMC-Si cores DTFM phase EMF
3.3 转子磁体极弧角度γ 的变化对电机齿槽转矩的影响
同其他盘式电机类似，SMC-Si 定子铁心DTFM可以通过调整转子磁体极弧角度来调整电机的齿槽转矩。在表1 所示电机的结构参数的基础上，改变转子磁体极弧角度γ 得到电机的齿槽转矩波形及幅值的变化如图13 所示，可以看出，在转子磁体极弧角度增大时，齿槽转矩有先增大再降低然后再增大的变化规律。图14 为转子磁体极弧角度变化对空载相电动势的影响，可以看出，在转子磁体极弧增大时，相电动势幅值变化不大，平顶宽度有所增大，显然磁体宽度增大后，永磁体气隙及齿顶漏磁增大， 相电动势增大程度有所降低。
上述分析了定子极靴角度α、定子极靴错角β及转子磁体极弧角度γ 对电机齿槽转矩及空载相电动势的影响，显然上述参数变化所导致的影响程度还与气隙大小、永磁体磁化方向长度及磁路饱和程度有关。因此对该种电机的分析设计应是多目标的全局优化设计。
图13 齿槽转矩随转子磁体极弧角度γ 的变化关系
Fig.13 Relationship between cogging torque and rotor PMs circumferential angle γ of SMC-Si cores DTFM
图14 γ 变化对空载相电动势的影响
Fig.14 Effect of γ variation on SMC-Si cores DTFM phase EMF
4 SMC-Si 定子铁心DTFM 的样机及实验
本文提出的基于SMC-Si 组合铁心DTFM 用于电动汽车驱动，具有6kW、DC 144V、3 000r/min 的额定参数，结构尺寸见表1。样机及相关部件的实物如图15 所示。由定子铁心线圈部件可以看出，SMC 极靴的存在并不影响电机槽满率。
图15 样机及部分部件实物图
Fig.15 Prototype motor and physical picture of part units
样机在3 000r/min 下的相电动势波形如图16 所示，可以看出，样机三相空载相电动势波形正弦性及对称性良好。对A 相绕组反电动势的实验结果与有限元仿真结果进行对比，对比结果如图17 所示。由图可知，实验测出的反电动势略小于有限元仿真结果，导致这种现象的原因是：有限元仿真是在理想情况下进行，忽略了定子铜损、漏磁等因素，导致比实测结果偏大，另外，实测过程中可能存在测量误差。
图16 样机在3 000r/min 时的三相相电动势波形
Fig.16 Three phase EMF waveforms of prototype motor under 3 000r/min
图17 3 000r/min 下有限元仿真结果与样机实测 反电动势对比
Fig.17 Comparison of EMF waveforms between FEM results and prototype motor under 3 000r/min
样机负载测试实验平台如图18 所示。主要包括：实验样机、测功机及功率分析显示柜、电机控制器、示波器、直流电源、水冷设备、PT100 热敏电阻温度传感器及显示设备、上位机等。在负载实验过程中由于实验条件的限制，采用120V 直流稳压电源进行负载实验。图19 为DC120V 时不同转速下电机系统的效率曲线，其中效率是电机与驱动器的总效率，施加的载荷转矩从0N·m 开始递增，增加步长为0.5N·m。在输出功率1 000W 状态下，电机不同转速对应的负载转矩也不同，600r/min 转速下的电机系统可能已经工作在重载状态下，电机绕组电流高，定子铜耗大，因此其效率最低，仅有22%；其次为1 000r/min 转速下的系统效率约为68%；1 500r/min 和2 000r/min 转速下电机系统效率基本一致，约为75%。可以得出，当电压相同、转速不同时效率曲线有较大区别，随着转速的不断增大，相同电压下的最大效率点也逐渐增加，并且高效区间不断增大。
图18 负载实验平台
Fig.18 Load test platform
图19 DC120V 下不同转速和不同功率下的电机系统 效率曲线
Fig.19 Motor efficiency curves at different speed and power under condition of DC120V
5 结论
1）本文基于软磁复合材料（SMC）及叠片硅钢材料（Si-Steel）的铁磁性能的互补性及盘式横向磁通永磁无刷电机（DTFM）本身性能优越性，提出SMC-Si 组合DTFM，即DTFM 定子铁心极靴采用SMC 材料、极身采用Si-Steel 材料。
2）通过有限元方法对三种定子铁心DTFM 进行性能对比，SMC-Si 铁心DTFM 相比Si-Steel 铁心和纯SMC 铁心DTFM 具有最高的空载相电动势，另外由于SMC 极靴在磁路中占比不高且极靴位置磁通密度较低，其铁耗与Si-Steel 铁心DTFM 基本一致。三种定子铁心DTFM 齿槽转矩相近。
3）SMC-Si 铁心DTFM 具有更多的降低电机齿槽转矩的方法，经过优化设计，可以使SMC-Si 铁心DTFM 具有很低的齿槽转矩，在进行齿槽转矩降低的优化设计中，需要考虑由此导致的空载相电动势的变化。
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