航空航天用無接觸式鎖定電機的數(shù)學(xué)模型和實驗研究

李 勇，吳善姝，胡建輝，王 騫，劉承軍

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 電氣工程及自動化學(xué)院，哈爾濱 150001)

0 引 言

在很多航空航天設(shè)備中，當(dāng)設(shè)備停止運動時，需要將裝置鎖定在當(dāng)前位置，避免設(shè)備在休眠狀態(tài)下受到振動、沖擊等干擾產(chǎn)生預(yù)期外的位移，影響其他設(shè)備的正常工作。例如，在運載火箭中，需要對搖擺發(fā)動機進行鎖定從而避免水平運輸狀態(tài)下噴管下垂而碰撞損壞箭體內(nèi)其他部件；在全彈系統(tǒng)中，需通過鎖定舵翼的零位來保證箭體的姿態(tài)控制精度。在衛(wèi)星上，光學(xué)設(shè)備的二維轉(zhuǎn)臺需要有足夠的剛度抵御干擾，維持反射鏡負載的觀測位置，保證自身任務(wù)的正常進行[1]。

本文提出的鎖定電機主要應(yīng)用場景為星上光學(xué)設(shè)備的驅(qū)動單元的休眠鎖定。正常工作時該單元需要根據(jù)需求執(zhí)行觀測運動，實現(xiàn)光學(xué)設(shè)備的瞄準(zhǔn)跟蹤功能；當(dāng)設(shè)備停止運動進入休眠狀態(tài)時，需要保持載荷在當(dāng)前位置附近。根據(jù)航天應(yīng)用的要求，具體需求可歸結(jié)如下：

(1)設(shè)備的負載類型為圓周運動下的輕型慣性負載，需要克服的擾動主要來源為衛(wèi)星運動導(dǎo)致的振動，擾動力矩的大小通常為負載力矩的3%～5%，即0.10 N·m～0.15 N·m左右。鎖定后允許擾動行程不大于2°的小范圍擾動。

(2)切換狀態(tài)速度快。在當(dāng)前位置能夠立刻斷電并切換到鎖定狀態(tài)，不需要進行大角度轉(zhuǎn)移。

(3)具備連續(xù)鎖定功能。能提供足夠多的鎖定點，使得設(shè)備在正常工作狀態(tài)結(jié)束時可以快速通過停留在該位置附近的鎖定點來切換到休眠狀態(tài)。

(4)不能產(chǎn)生多余物，以免對光學(xué)設(shè)備系統(tǒng)造成污染。

現(xiàn)有研究文獻中提出的鎖定方式主要有三種。一是在驅(qū)動電機軸端額外附加鎖定裝置，如電磁制動器，或者齒輪與電磁銷鎖配合鎖定[2-4]。這種方法可以提供較大的鎖定力矩，但是存在切換速度慢、只能在固定位置鎖定等問題，不滿足即時切換狀態(tài)、隨停隨用的要求。附加的設(shè)備裝置往往結(jié)構(gòu)復(fù)雜，會導(dǎo)致質(zhì)量的增加，比如一個鎖定力矩為5 N的彈簧式電磁制動器的質(zhì)量在1.3 kg左右二是利用永磁電機的齒槽轉(zhuǎn)矩作為鎖定力矩，對永磁伺服電機本體以增大齒槽轉(zhuǎn)矩為目標(biāo)進行設(shè)計[5-7]。然而，齒槽轉(zhuǎn)矩的影響因素十分復(fù)雜，目前尚沒有一個精確的計算公式，因此無法通過齒槽轉(zhuǎn)矩對鎖定力矩的大小實現(xiàn)精確的設(shè)計。同時由于加工工藝的限制，極對數(shù)和槽對數(shù)并不能選取較高的數(shù)值，這也意味著由齒槽轉(zhuǎn)矩提供的鎖定周期較大，如文獻[5]中的極槽比為18/12的電機每周期只能產(chǎn)生36個平衡點，周期為10°左右，不滿足精度要求。三是采用超聲波電動機或感應(yīng)子式步進電動機等特殊電機作為鎖定電機[8]。超聲波電動機具有鎖定力矩大、分辨率高等優(yōu)點，但是由于通過摩擦力進行驅(qū)動，定轉(zhuǎn)子間的磨損是不可避免的。磨損不僅使得超聲波電動機的壽命較短，同時會產(chǎn)生磨屑，這些磨屑大小一般在微米級別，會對光學(xué)設(shè)備造成嚴(yán)重的污染。感應(yīng)子式步進電動機可以提供無接觸式的鎖定力矩，但步進電動機的工作氣隙很小，不適用于溫差較大的環(huán)境，同時感應(yīng)子式步進電動機的定位力矩一般在0.02 N·m～0.04 N·m，不能滿足負載力矩0.10 N·m～0.15 N·m的需求，且同樣存在難以根據(jù)需求設(shè)計精確定位力矩的問題。

如果一個航天設(shè)備中驅(qū)動單元的鎖定單元，既能在不通電時實現(xiàn)可靠自鎖，又不會對工作狀態(tài)下的運動控制精度產(chǎn)生較大影響，則將對航天設(shè)備中的工程應(yīng)用具有重要意義。然而，就目前的技術(shù)和現(xiàn)有產(chǎn)品，尚無一種能夠滿足航天要求的、帶斷電自鎖定功能的附加機構(gòu)。

本文針對上述分析，進行了多種鎖定方案對比，在兼顧可靠性與輕型化的基礎(chǔ)上，提出了一種鎖定電機結(jié)構(gòu)，在獲得鎖定效果的同時，不影響伺服驅(qū)動的控制精度。該結(jié)構(gòu)具有體積質(zhì)量小、可靠性高和節(jié)能等優(yōu)點，可以很好滿足星載光學(xué)設(shè)備驅(qū)動單元運動及鎖定的需求。

1 鎖定方案

針對現(xiàn)有文獻中的鎖定方式存在鎖定狀態(tài)的切換速度慢、鎖定位置的精度較低、可能產(chǎn)生多余物等問題，本文提出了兩種無接觸式鎖定方案。無接觸式方案利用電磁力的相互作用實現(xiàn)鎖定，無多余物產(chǎn)生的同時，具有響應(yīng)速度快、可靠性高的優(yōu)點。根據(jù)電機的結(jié)構(gòu)形式，無接觸式鎖定方案可分為一體式與分體式兩種。

一體式鎖定方案通過為同一電機設(shè)置不同的繞組嵌放方式、并在不同工況下使用不同的通電方式來實現(xiàn)鎖定。分體式方案不對原有電機進行修改，而是在軸側(cè)附加一個鎖定單元，依靠鎖定單元提供的鎖定力實現(xiàn)需求。一體式方案與分體式方案結(jié)構(gòu)的主要不同之處在于鎖定力矩是否來源于電機本體之上。一體式方案和分體式方案的區(qū)別如圖1所示。

圖1 一體式方案和分體式方案示意圖

1.1 一體式無接觸式鎖定方案

一體式方案通過改變普通三相伺服繞組的嵌放方式和不同工況下的通電方式實現(xiàn)鎖定。利用此原理，根據(jù)繞組不同的嵌放方式，一體式方案可以分為單繞組方案和主輔繞組方案，如圖2所示。

圖2 單套繞組方案和主輔繞組方案繞組分布圖

單繞組方案并不對電機原來的繞組做出改變，工作模式下利用現(xiàn)有的三相伺服電機繞組，通三相調(diào)頻交流電，而鎖定模式下改變通電方法，在現(xiàn)有繞組中將交流電改為單相通入直流電實現(xiàn)鎖定。

主輔繞組方案則將原有伺服電機中繞組分為主輔兩套繞組，休眠情況下在輔繞組中通入直流電，正常工作情況下向主繞組中通入三相交流電。

1.2 分體式無接觸式鎖定方案

分體式方案不對原有電機進行修改，而是在軸側(cè)附加一個鎖定單元，依靠鎖定單元提供的鎖定力實現(xiàn)需求。根據(jù)勵磁方式的不同，鎖定單元可分為電磁式鎖定單元和永磁式鎖定單元，如圖3所示。

圖3 電磁式鎖定單元和永磁式鎖定單元結(jié)構(gòu)

電磁式與永磁式單元的基本原理相同，勵磁源不同。電磁式通過施加電激勵來實現(xiàn)勵磁，而永磁式則通過軸向充磁的永磁體提供勵磁源，磁路分別如圖4所示。休眠情況下，由于勵磁線圈或者軸向充磁磁鋼的存在，定轉(zhuǎn)子間產(chǎn)生磁場和轉(zhuǎn)矩，此時定轉(zhuǎn)子齒對齒，當(dāng)負載受到擾動時，定轉(zhuǎn)子間出現(xiàn)轉(zhuǎn)差角，產(chǎn)生定位力矩，阻止轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動。

圖4 電磁式和永磁式鎖定單元磁路

1.3 鎖定方案的分析與對比

首先對一體式方案進行分析。采用相同的電機參數(shù)對單繞組方案和主輔繞組方案分別進行如圖5所示的2D有限元仿真，電機參數(shù)如表1所示。

圖5 單套繞組方案和主輔繞組有限元仿真模型

表1 一體式方案電機參數(shù)表

該電機不通電時定位力矩如圖6所示。可以看出，定位力矩的峰值在0.4 mN·m左右，遠小于鎖定擾動的大小，不滿足要求，需要通過在對應(yīng)繞組中通入直流電實現(xiàn)鎖定。

圖6 不通電情況下定位力矩

休眠模式下，單繞組方案向A相通入直流電，主輔繞組方案向輔繞組通入0.5 A直流電，產(chǎn)生的鎖定力矩波形如圖7所示。可以看出，單繞組方案和主輔繞組方案，通入直流電后鎖定力矩的大小已滿足要求。由于直流電形成的磁動勢方向是固定的，所以鎖定分辨率與電機的極數(shù)有關(guān)，均為11.25°。

圖7 休眠情況下的鎖定力矩

一體式方案中，單繞組方案的結(jié)構(gòu)簡單，但是交流和直流共用一套繞組，可靠性較低。而主輔繞組方案通過主繞組通交流電，輔繞組通直流電的方式實現(xiàn)交直流分離，提高了可靠性，但同時交流繞組的導(dǎo)體數(shù)減少，會導(dǎo)致繞組出力減小。要保證能提供相同大小的轉(zhuǎn)矩，需要增加電機的軸向長度，這會導(dǎo)致電機體積質(zhì)量的增加，難以滿足電機的輕量化需求。

一體式方案在原有電機中對繞組嵌放方式進行改動后通入直流電實現(xiàn)控制，它的優(yōu)點是鎖定方案可控，可以隨用隨停，同時由于直流電磁動勢方向不變，鎖定力矩的周期只與極對數(shù)有關(guān)，而電機的極對數(shù)受到加工工藝的限制，并不能做得很大，通過一體式方案實現(xiàn)鎖定的分辨率較低，不能滿足應(yīng)用的需求。因此進一步提出分體式方案，并對此進行探究。

分體式方案的鎖定力矩主要由附加的鎖定單元提供，因此主要探究鎖定單元的特性。考慮到鎖定單元中的磁場既存在于周向又存在于軸向，采用3D有限元法對鎖定單元進行分析。

通過3D有限元獲得電磁式和永磁式鎖定單元的矩角特性如圖8所示。可以看出，在峰值轉(zhuǎn)矩保持一致的情況下，電磁式鎖定單元和永磁式鎖定單元的鎖定力矩波形基本一致，同時轉(zhuǎn)矩隨角度的變化基本呈現(xiàn)良好的正弦特性，鎖定的分辨率為360°÷轉(zhuǎn)子齒數(shù)÷2=1.5°。在普通電機軸側(cè)附加電磁式鎖定單元或永磁式鎖定單元，都能實現(xiàn)良好的鎖定效果，滿足分辨率和鎖定力矩的需求。

圖8 電磁式和永磁式矩角特性曲線

對于分體式方案而言，電磁式鎖定單元在設(shè)備休眠情況下通過對繞組通入直流電來產(chǎn)生鎖定力矩，而在正常工作情況下，鎖定單元處于斷電狀態(tài)，因此附加的鎖定單元的鎖定狀態(tài)是可控的，并不會對電機的控制造成影響。而永磁式鎖定單元的勵磁源不可控，鎖定單元產(chǎn)生的力矩在休眠情況下為鎖定力矩，工作情況下則會變?yōu)楦蓴_力矩，影響伺服系統(tǒng)的控制。

分體式方案中的電磁式鎖定單元需要通電來提供勵磁，鎖定時會產(chǎn)生功耗，同時帶來溫升的問題；永磁式鎖定單元鎖定時則無額外功耗產(chǎn)生，考慮到擾動力矩只有0.15 N·m，在伺服控制器可以克服的擾動范圍內(nèi)。在一定的最大鎖定力矩的前提下，滿足要求的電磁式方案往往比永磁式有更大的質(zhì)量體積。在選用分體式方案時，應(yīng)根據(jù)需求對電磁式方案和永磁式方案進行對比選擇。考慮到分體式方案的優(yōu)越性，后續(xù)將對分體式電機鎖定單元的特性作進一步探究。

2 分體式鎖定單元的數(shù)學(xué)模型

按照勵磁方式，可以把鎖定單元分成電磁式和永磁式兩種，基本原理相同，磁路結(jié)構(gòu)和特性上有所差異。永磁體的充磁方式為軸向充磁，電磁式的線圈中通直流電時也會產(chǎn)生軸向磁路。無論是電磁式還是永磁式，鎖定單元的磁路呈現(xiàn)軸向和徑向混合的非線性三維分布。為了簡化分析，做如下假設(shè)：

1)假設(shè)定轉(zhuǎn)子的磁導(dǎo)率μ無窮大，即忽略導(dǎo)磁材料的磁阻，不考慮鐵心飽和的影響，定轉(zhuǎn)子鐵心表面為等磁位面；

2)定轉(zhuǎn)子齒部、軛部、鐵心磁場均勻分布，磁化特性具有各向同性。

作為鎖定單元，最關(guān)心的部分是其所能提供的用于抵抗干擾的力矩特性，即矩角特性。導(dǎo)出矩角特性最簡便的方式是應(yīng)用能量平衡進行分析。由機電轉(zhuǎn)換原理可知，電磁轉(zhuǎn)矩通常可以通過對磁共能位移角求偏導(dǎo)來計算。因此，需要對鎖定單元的磁路進行分析。類比步進電動機的分析方式，定義單位鐵心長度一個齒距的磁通量與氣隙磁壓降的比值為氣隙比磁導(dǎo)。

通過上述簡化分析，得到鎖定單元的等值磁路圖如圖9所示。圖9中,Fc為永磁體的等效磁勢、Ro為永磁體等效內(nèi)部磁阻，R1～Rz分別是Z個齒下的氣隙磁阻，Rσ1和Rσ2為定轉(zhuǎn)子端部的漏磁阻，將R1～Rz并聯(lián)磁路等效為氣隙磁阻Rg。由圖9計算氣隙部分的磁導(dǎo)。

圖9 鎖定單元的等值磁路圖

外部磁路磁阻:

(1)

永磁體向外磁路提供的總磁動勢：

(2)

永磁體向外磁路提供的總磁通：

(3)

磁共能：

(4)

氣隙比磁導(dǎo)的值可以看作是定轉(zhuǎn)子相對電角度θe的周期函數(shù)，利用傅里葉級數(shù)展開，忽略高次諧波，每個齒下的比磁導(dǎo)可以表示：

Gi(θe)=G0+G1cosθe

(5)

式中：θe=Zθ，θe為電角度，θ為機械角度，Z為計數(shù)；G0為平均分量；G1為基波分量。

每極下的氣隙磁阻用氣隙比磁導(dǎo)可以表示：

(6)

式中：Λi為每極下的氣隙磁導(dǎo)；Λ0為每極下氣隙磁導(dǎo)的平均分量；Λ1為每極下氣隙磁導(dǎo)的基波分量；Lfe為等效鐵心長度。

總氣隙磁阻：

(7)

(8)

式中：bs為齒寬，bt為槽寬，g為氣隙長度。

利用比磁導(dǎo)的最大值和最小值近似求出磁導(dǎo)的平均分量和基波分量的幅值，從而求得磁阻與角度的變化關(guān)系。可以得到氣隙比磁導(dǎo)的平均分量和基波分量：

(9)

氣隙總磁阻隨著轉(zhuǎn)子位置角的變化而變化，因此，氣隙中的總磁通φδ也會隨著轉(zhuǎn)子位置角而周期性改變，從而導(dǎo)致磁共能的變化，產(chǎn)生鎖定力矩。因此，電磁轉(zhuǎn)矩的大小:

(10)

式中:A=Rσ1Rσ2+Rσ1Rg+Rσ2Rg。

電磁式勵磁磁動勢與通電電流有關(guān)，F(xiàn)c=Ni，永磁式鎖定單元勵磁磁動勢大小則和永磁體厚度有關(guān)，F(xiàn)c=Hchm，hm為永磁體厚度。

因此，電磁式鎖定單元的鎖定力矩：

(11)

永磁式鎖定單元的鎖定力矩：

2）加強新形勢下農(nóng)村公共服務(wù)供給研究。隨著中國社會經(jīng)濟發(fā)展，農(nóng)村發(fā)展問題日益得到政府和學(xué)界的重視，三農(nóng)問題是關(guān)系國計民生的根本性問題，振興農(nóng)村、實現(xiàn)農(nóng)村現(xiàn)代化已經(jīng)提上國家發(fā)展日程。研究如何在新形勢下進行農(nóng)村公共服務(wù)供給具有重要的理論和實踐意義。

(12)

式(11) 與式(12) 中分母中雖含有余弦項，但分母中的A項含有的氣隙磁阻Rg為氣隙比磁導(dǎo)常量和基波分量之和的倒數(shù)，而漏磁阻Rσ1和Rσ2受到磁路飽和程度影響。在不考慮飽和的情況下，可以將轉(zhuǎn)矩函數(shù)Te分母項中的A2(G0+G1cosθe)2看作常數(shù)項。轉(zhuǎn)矩的理論波形應(yīng)接近正弦波形，并且，相比氣隙比磁導(dǎo)的平均分量G0，轉(zhuǎn)矩的幅值與基波分量G1關(guān)系更密切，這是由于G0的大小主要體現(xiàn)了磁路的飽和程度，而G1可以看作比磁導(dǎo)導(dǎo)數(shù)的最大值。因此，在不考慮飽和的情況下，G1與轉(zhuǎn)矩關(guān)系更為密切。

圖10為理論值和仿真值波形的對比。可以看出，理論、仿真波形主要呈正弦，而仿真值由于考慮了磁路飽和、漏磁、磁密分布等更多因素，波形中包含高次諧波，同時峰值較低。

圖10 理論與仿真的矩角函數(shù)波形圖

3 電磁場建模與參數(shù)影響分析

3.1 有限元建模計算

氣隙比磁導(dǎo)法工程上應(yīng)用廣泛，原理是對氣隙部分進行線性近似計算，不包含對磁場飽和的考慮，當(dāng)磁場工作于飽和區(qū)域時，線性計算的結(jié)果與有限元計算結(jié)果存在較大的差距。

仿真結(jié)果表明，若所需的鎖定轉(zhuǎn)矩為0.10 N·m，分辨率為1.5°的情況下，保證內(nèi)外徑基本尺寸不變，只改變徑向長度來改變勵磁，所需的電磁式鎖定單元體積為25.13 cm3；而永磁式鎖定單元的體積為23.21 cm3，相對于電勵磁減小了約8%的體積。在需求一定的情況下，永磁式鎖定單元具有更小的體積質(zhì)量，從而在航空航天應(yīng)用中有更大的優(yōu)勢。因此，這里選用永磁式鎖定單元對參數(shù)進行優(yōu)化，以保證最大力矩一定的前提下，實現(xiàn)體積和質(zhì)量的優(yōu)化。

利用有限元軟件建立與上述相同的永磁式鎖定單元的3D模型。建立有限元模型后，磁鏈和磁密云圖如圖11所示。可以看出，磁鏈從永磁體出發(fā)，經(jīng)過轉(zhuǎn)子齒，通過氣隙到達定子齒，再經(jīng)過氣隙和轉(zhuǎn)子齒回到轉(zhuǎn)子。齒部和軛部比較容易飽和，應(yīng)該進一步優(yōu)化尺寸，改善性能。

圖11 鎖定單元單個齒距磁鏈分布圖和磁密云圖

3.2 勵磁特性分析

鎖定單元只存在軸向勵磁源，轉(zhuǎn)子上的永磁體或定子上的線圈用于提供軸向磁通。而轉(zhuǎn)子鐵心的截面積受到定子外徑和內(nèi)徑的限制，提供的軸向磁通量是有限的。若要增大磁負荷，鐵心迭長也會增加，超過一定值后，轉(zhuǎn)矩增加的幅度減小。鎖定單元的合理設(shè)計，應(yīng)該使得鎖定單元單位鐵心迭長的電磁轉(zhuǎn)矩大，消耗的安匝小。

由如圖12所示的仿真結(jié)果可知，隨著鐵心迭長的不斷增加，鎖定單元提供的鎖定力矩的增加幅值降低。考慮到對材料和空間的有效利用，應(yīng)該合理選擇勵磁厚度。

圖12 不同永磁體勵磁厚度下的鎖定力轉(zhuǎn)矩最大值變化

3.3 參數(shù)分析及優(yōu)化

為了滿足航天中輕量化的需求，需要對鎖定單元進行參數(shù)優(yōu)化和分析。齒數(shù)nt、齒高ht、齒寬齒距比bt/t、氣隙長度g均會影響氣隙磁密的分布，從而影響鎖定力矩的大小。在不改變主要尺寸的情況下，探究鎖定單元的各個參數(shù)對轉(zhuǎn)矩峰值的影響。

齒數(shù)對鎖定單元的性能有著重要影響。鎖定單元需要一定的分辨率，使其在需要進入休眠模式時，快速過渡到附近的鎖定點，因此齒數(shù)不能太少。同時，過多的齒數(shù)又會影響加工精度以及所能提供的鎖定力矩大小。齒數(shù)與最大轉(zhuǎn)矩變化趨勢如圖13所示，綜合考慮選用90～120范圍內(nèi)的齒數(shù)。

齒寬/齒距比則會影響氣隙磁密波形的分布，其與最大轉(zhuǎn)矩的關(guān)系如圖13所示。由圖13可知，齒寬/齒距比在0.3～0.5的范圍內(nèi)較恰當(dāng)。

圖13 轉(zhuǎn)矩峰值與齒數(shù)及齒寬/齒距比的關(guān)系

氣隙是能量傳遞的關(guān)鍵，太小的氣隙不便于加工，過大的氣隙則不利于能量的傳遞。改變氣隙大小后得到的參數(shù)關(guān)系如圖14所示。可以看出，氣隙的合理選擇范圍應(yīng)該在0.4 mm～0.7 mm之間。

圖14 轉(zhuǎn)矩峰值與氣隙長度以及齒高的關(guān)系

齒高對最大轉(zhuǎn)矩的影響如圖14所示。可以看到，隨著齒高的增加，鎖定單元所能提供的轉(zhuǎn)矩先增大后不變，但是齒高的增加會導(dǎo)致體積質(zhì)量的增加，導(dǎo)致整體力密度的下降。

考慮到體積的增加，在保持轉(zhuǎn)矩峰值滿足需求的同時，以質(zhì)量體積最小化為目標(biāo)，對鎖定單元各個參數(shù)進行優(yōu)化。最終選取優(yōu)化后的參數(shù)如表2所示。優(yōu)化后質(zhì)量降低了15.36 g，體積減小了1.97 cm3。

表2 優(yōu)化后參數(shù)表

4 樣機與實驗測試

根據(jù)設(shè)計參數(shù)研制的無接觸式鎖定單元的樣機如圖15所示。

圖15 實驗樣機

為設(shè)備設(shè)計相應(yīng)的臺架，并采用在轉(zhuǎn)子軸側(cè)加裝桿臂并懸掛砝碼的方式對裝置的矩角特性進行測量。該設(shè)備的轉(zhuǎn)矩很小，需要采用較小力臂的同時懸掛克數(shù)較小的砝碼。由于分辨率的要求限制了轉(zhuǎn)子齒數(shù)，一個電角度對應(yīng)的機械角度變化很小，并采用精度較高的角度儀進行測量。

采用不同的力臂長度多次測量并求取平均值，由于測量設(shè)備的限制，只能測得半個周期的數(shù)據(jù)。得到曲線與有限元仿真結(jié)果的對比如圖16所示。

圖16 樣機最大轉(zhuǎn)矩特性的仿真與測試對比

5 結(jié) 語

本文對應(yīng)用在衛(wèi)星轉(zhuǎn)臺上的自鎖定需求進行研究分析，分別提出了一體式和分體式兩種應(yīng)用于航天轉(zhuǎn)臺自鎖定的可行方案。通過有限元計算與理論相結(jié)合，對兩種方案進行探究。對鎖定單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行理論分析，得到單元幾何參數(shù)與最大靜轉(zhuǎn)矩之間的關(guān)系。

在保持鎖定轉(zhuǎn)矩大小的情況下，以輕量化為目標(biāo)，對分體式電機的鎖定部分進行優(yōu)化，結(jié)合實際情況選擇最優(yōu)解作為樣機參數(shù)。最后制作樣機并進行實驗，驗證電磁性能，仿真計算和實驗結(jié)果均表明，本文的設(shè)計思路方案是可行的。針對提出的方案思路及實驗結(jié)果，得到結(jié)論如下：

1)一體式方案無需附加多余設(shè)備，通過改變繞組嵌放方式及通電方式實現(xiàn)鎖定，具有鎖定狀態(tài)可控的優(yōu)勢，但由于電機極對數(shù)數(shù)目的限制，該方案的鎖定分辨率較低。

2)分體式方案通過將鎖定單元附加在電機本體軸側(cè)實現(xiàn)鎖定，相對于一體式方案可以提供更高的鎖定精度。其中采用電磁鎖定單元的分體式方案具有鎖定狀態(tài)可控的優(yōu)點，不會對正常工作狀態(tài)產(chǎn)生干擾，但是鎖定時會產(chǎn)生功耗，帶來散熱問題。采用永磁式鎖定單元的鎖定方案相對電磁式具有更高的功率密度比，由于磁場不可改變，非鎖定情況下會對運動帶來干擾，因此，需要根據(jù)需求在電磁式和永磁式之間進行選取。