Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
161
Piotr Cierzniewski
Politechnika Szczecińska, Szczecin
BEZRDZENIOWY SILNIK TARCZOWY Z MAGNESAMI
TRWAA
YMI
CORELESS AXIAL FLUX PERMANENT-MAGNET MACHINES
Abstract: The paper presents construction and principles of operation of coreless axial flux PM machine. In
its construction new solution of stator windings mounting was used, that allowed to exploit active parts of
machine more efficiently. Electric disc motors have small axial dimensions and can be installed directly in
constructions of machine tools, technological devices and independent means of transportation. The interest in
disc machines has grown recently due to introduction into operation new slotless and coreless constructions
that allow, by using SEMA (Segmented ElectroMagnetic Array) technology, not only to eliminate ferromag-
netic yokes and stator s cores, but also to increase its efficiency, decrease weight and size and decrease level of
noises and vibrations of machine during its operation. There was also presented three dimensional model of
machine and its parameters and characteristics obtained due to simulation. Results of this simulation were veri-
fied with experimental measurements conducted on physical model. To verify numeric model by comparing it
to physical model, a dependence of electromagnetic torque from phase winding s constant current was deter-
mined for static state.
1. Wstęp
Znaczne zwiększenie sprawności przetwarzania silnika. Konstrukcje tych silników cały czas
rozwijają się. Dąży się w nich do uzyskania jak
energii w maszynach elektrycznych stało się
największej mocy jednostkowej, momentu
możliwe poprzez zastosowanie technologicznie
najnowszych materiałów ograniczających straty elektromagnetycznego czy siły, zwiększenia
sprawności, zmniejszenia pulsacji momentów
mocy czynnej, w tym również zastosowanie
magnesów trwałych w obwodach wzbudzenia. i szumów, wzrostu dynamiki zmniejszenia ich
masy oraz objętości przy zachowaniu mocy
Materiały magnetyczne twarde pozwalają na
i momentu na stałym poziomie. Silniki typu tar-
konstruowanie obwodów wzbudzenia EMPE
czowego mają, w porównaniu z silnikami typu
o zwiększonej indukcji magnetycznej B�
walcowego, lepsze charakterystyki techniczne
w szczelinie. Parametry osiągane przez obecnie
i wskaz
niki masowogabarytowe przy zwiększe-
produkowane tranzystory, wykorzystywane w
niu średnicy i liczby par biegunów. Zaintereso-
układach sterowania, pozwalają na formowanie
wanie maszynami tarczowymi wzrosło w ostat-
odpowiednich przebiegów prądu i napięcia co
nim czasie poprzez wdrożenie nowych bez-
do wielkości, kształtu, częstotliwości, czasów
żłobkowych i bezrdzeniowych konstrukcji,
narastania prądów i napięć. W przeszłości sil-
które pozwalają, dzięki technologii SEMA
niki bezszczotkowe z magnesami trwałymi były
(Segmented ElectroMagnetic Array), nie tylko
stosowane głównie jako napędy o stosunkowo
wyeliminować jarzma ferromagnetyczne i rdze-
małej mocy i silniki wykonawcze układów au-
nie stojana, ale również podwyższyć spraw-
tomatyki. Obecnie, ze względu na znaczny po-
ność, zmniejszyć masę i gabaryty oraz obniżyć
stęp w rozwoju wysokoenergetycznych magne-
poziom szumów i wibracji maszyny podczas jej
sów trwałych i elementów energoelektronicz-
pracy. Dodatkowo dzięki zastosowaniu bez-
nych, moc tych silników jest coraz większa.
rdzeniowej struktury w silnikach tarczowych na
Silniki z komutacją elektroniczną i magnesami
bazie technologii SEMA nie występują w nich
trwałymi w obwodzie wzbudzenia znajdują co-
pulsacje momentu elektromagnetycznego ani
raz szersze zastosowania w wielu dziedzinach.
straty wywołane zjawiskiem histerezy.
Jako przykłady zastosowań można wymienić
napędy elektryczne pojazdów z silnikiem wbu-
dowanym w piastę koła, silniki do napędu stat-
ków, robotów podwodnych, serwonapędów w
robotach przemysłowych, gdzie wymagana jest
duża dynamika oraz minimalna objętość i masa
Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
162
2. Konstrukcja silnika tarczowego 1 ' 1
2 2
Fe'(� ) = [� (1- � )] = (1- 3� ) (3)
2.1 Średnica zewnętrzna i wewnętrzna części 4 4
aktywnych silnika Przyrównując pochodną do 0 otrzymujemy na-
stępujące równanie:
Jednym z ważniejszych parametrów przy pro-
1
jektowaniu silników tarczowych z magnesami 2
Fe'(� ) = (1- 3� ) = 0 (4)
trwałymi jest wyznaczenie średnicy zewnętrz-
4
nej De i wewnętrznej Di części aktywnych sil-
Rozwiązując powyższe równanie otrzymujemy
nika (rys.1). Wartość średnią momentu elek-
optymalna wartość współczynnika � równą:
tromagnetycznego Me silnika tarczowego z je-
� = �opt = 1/ 3 E" 0,577 ; (5)
dną tarczą stojana i dwoma tarczami wirnika
w zależności od wielkości De i Di można zapi- Z przeprowadzonej powyżej analizy wynika, że
przy konstruowaniu silników tarczowych z ma-
sać równaniem:
gnesami trwałymi należy dążyć, by przy zada-
2
Ą � (1- � )
3 nej wartości średnicy zewnętrznej De części
M = B� AmaxDe (1)
e
aktywnych silnika średnica wewnętrzna części
4
2
aktywnych powinna wynosić w przybliżeniu
gdzie:
De=0,577 Di.
Di
� = ;
Fe(�)
De
0,100
B�  wartość indukcji magnetycznej w szczeli- 0,090
nie powietrznej;
0,080
Amax  maksymalna wartość okładu prądowego.
0,070
0,060
0,050
0,040
0,030
0,020
0,010
�
De
Di
0,000
0,10 0,25 0,40 0,55 0,70 0,85
Rys. 2. Wykres funkcji Fe(�)
2.1 Uzwojenia tarczy stojana
Obecnie coraz większe zainteresowanie w sil-
nikach tarczowych ma technologia SEMA. Po-
lega ona, na specjalnym wykonaniu uzwojeń w
silniku bezrdzeniowym, pozwalającym na mak-
symalne wykorzystanie ich części aktywnych
Rys. 1. Stojan silnika tarczowego z zaznaczoną
i zmniejszenie szczeliny powietrznej. Istota
średnicą wewnętrzną Di i zewnętrzną De części
tego rozwiązania opiera się na odpowiednim
aktywnych silnika
wykonaniu uzwojeń, umożliwiającym ich wza-
Przyjmując za stałe wartości B�, Amax i De w da- jemne nakładanie się na siebie.
Wszystkie promieniowo ułożone fragmenty
nej konstrukcji silnika w celu wyznaczenie
optymalnej wartości Di należy rozpatrzyć funk- uzwojeń znajdują się w jednej płaszczyz
nie,
podczas gdy części czołowe ułożone wzdłuż
cje Fe(�):
2 obwodu kołowego leżą powyżej i poniżej
� (1- � )
Fe(� )= ; (2) płaszczyzny aktywnej. Dzięki takiemu rozwią-
4
zaniu uzwojenia, które wytwarzają moment
Wykres funkcji Fe(�) od parametru � przedsta-
elektromagnetyczny, leżą w jednej płaszczyz
nie
wiono na rys. 2
i lepiej wykorzystują przestrzeń szczeliny po-
W celu znalezienia optymalnej wartości współ-
wietrznej, a ich części bierne (połączenia czo-
czynnika � należy wyznaczyć ekstremum funk-
łowe) nie wpływają na powiększenie szczeliny
cji. Pochodna funkcji Fe(�) ma postać:
powietrznej.
Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
163
Na rys. 3a pokazano sposób wykonania uzwo- i wytwarzać nierównomierny rozkład pola elek-
jeń wg technologii SEMA. Części aktywne tromagnetycznego w silniku.
uzwojeń fazowych 1, 2 i 3, znajdują się w jed- Przedstawione na rys. 4 rozwiązanie wykonania
nej warstwie. Ponieważ wewnętrzne i ze- uzwojeń jest transformacją technologii SEMA.
wnętrzne połączenia czołowe uzwojeń leżą Polega ona na tym, że pojedyncze uzwojenie
w płaszczyznach powyżej i poniżej płaszczyzny z technologii SEMA podzielono na dwie równe
aktywnej, uformowana tarcza stojana posiada części i umieszczono je jedno obok drugiego.
cieńszą część wewnętrzną z grubszym we- Przekrój poprzeczny części aktywnych uzwo-
wnętrznym obrzeżem i zewnętrznym pierście- jeń, w porównaniu do układu cewek na rys. 3,
niem. Zależnie od wymaganych parametrów nie uległ zmianie, zwiększyła się jednak dwu-
elektrycznych lub mechanicznych zastosowana krotnie ilość uzwojeń w silniku, a zmniejsza się
może być dowolna parzysta liczba uzwojeń. o połową liczba zezwojów w każdej z nich. W
Na rys. 3b przedstawiono sposób ułożenia tak powstałych uzwojeniach końce jednej cewki
uzwojeń na tarczy stojana. Połączenia czołowe połączone są z początkami następnej tworzą-
uzwojeń fazowych kształtowane są w taki spo- cymi jedną fazę.
sób, że znajdują się raz w dolnej, raz górnej Rys. 4a przedstawia sposób ułożenia uzwojeń
warstwie. według nowej koncepcji. Połączenia czołowe
uzwojeń znajdują się w trzech warstwach, przy
2
1
czym dla pierwszej znajdują się wyłącznie
3
w warstwie górnej, drugiej  w środkowej,
a trzeciej  w dolnej.
Na rys. 4b przedstawiono sposób ułożenia
uzwojeń na tarczy stojana zgodnie z prezento-
waną technologią.
a) 12 33 22 23
32
21
11 21
31
13
11
36
12
26
22
16
a)
31
35
32
13
25
23
15
34
b)
33
24 14
Rys. 3. Wykonanie uzwojeń wg technologii
SEMA: a) wzajemnie nachodzące się cewki
z elementami aktywnymi; b) schematyczny
układ rozmieszczenia uzwojeń
b)
Uzwojenia w pojedynczej fazie są rozłożone w
taki sposób, że pomiędzy nimi występuje prze-
Rys. 4. Budowa i rozmieszczenie uzwojeń we-
rwa o szerokości jednego bieguna. Oznacza to,
dług nowej koncepcji: a) wzajemnie nacho-
że po obu stronach części aktywnej uzwojenia
dzące się cewki z elementami aktywnymi; b)
nie występują te same warunki. Może to pro-
schematyczny układ rozmieszczenia uzwojeń
wadzić do generowania składowych harmo-
nicznych prądu podczas obciążania silnika
Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
164
Uzwojenia w poszczególnych fazach rozmiesz- Nieruchoma tarcza stojana 1 została przymocowana
do obudowy za pomocą śrub.
czone są pod każdym biegunem  symetrycz-
1
nie, nie ma przerwy między nimi, jak to miało
miejsce w technologii SEMA. W konstrukcji
7
takiej, długość uzwojenia zmniejszyła się o
część długości połączeń czołowych, ze względu
na mniejszy kąt zagięcia wynikający ze zmniej-
szonej ich grubości. Wpływa to na zmniejszenie
6
strat cieplnych w stojanie. W stanie obciążenia
31
warunki dla każdego z uzwojeń w danej fazie są
podobne.
3. Konstrukcja modelu silnika
5
Konstrukcja części aktywnych silnika tarczo-
wego została pokazana na rys. 5. Na tarczy
stojana 1 znajdują się trójfazowe uzwojenia
bezrdzeniowe 21, 22, 23 wykonane zgodnie z
technologią przedstawioną na rys. 4. Uzwojenia
każdej fazy składają się 12 cewek. Części ak-
32
a)
tywne wszystkich uzwojeń znajdują się w jed-
nej powierzchni, natomiast ich połączenia czo-
32
łowe znajdują się z trzech warstwach. Uzwoje-
31 4 4
5
nia w celu uzyskania sztywności stojana zalano
żywicą epoksydową. Na każdej z dwóch tarcz
wirnika 31 i 32 umieszczono po 12 wysokoener-
getycznych magnesów trwałych 4 z naprze-
mienną biegunowością: N  S  N  S..., cha-
rakteryzujących się następującymi: pozostało-
ścią magnetyczną Br = 1,0 T i względną prze-
nikalnością magnetyczną �rmag=1,05 o wymia-
b) c)
rach 20 x 30 x 3 mm. Magnesy trwałe przykle-
jono do tarczy wirnika ze stali konstrukcyjnej.
1 21 3
22 2
1
ri
re
31 21
22
23
32
Rys. 5. Budowa części aktywnych silnika
Promień zewnętrzny części aktywnej silnika re=68
d)
mm a promień wewnętrzny ri=38 mm. Długość
Rys. 6. Zdjęcia silnika: a) zdjęcie całego sil-
podziałki biegunowej �S na średnim promieniu
nika; b)c )zdjęcia wirników; : a) zdjęcie stojana
rav=(ri + (re - ri)/2)= 53 mm wynosi
�S = 28mm. Szczelina powietrzna silnika wynosi � =
4mm. Na rys. 6 pokazano zdjęcia wykonanego mo-
delu silnika. Tarcze wirnika 31 i 32 umieszczone są
na wspólnym wale 5 osadzonym w łożyskach,
których gniazda są integralną częścią obudowy 7.
Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
165
4. Badania eksperymentalne i symula- W wyniku dokonanych pomiarów wyznaczono
następujące parametry silnika tarczowego bez-
cyjne silnika tarczowego
rdzeniowego z magnesami trwałymi, które ze-
Badania eksperymentalne modelu silnika prze-
stawiono w tabeli 1.
prowadzono w reżimie generatorowej jego
Tabela 1.
pracy. W wyniku tych badań otrzymano nastę-
Parametry silnika tarczowego z magnesami
pujące przebiegi napięć fazowych (rys. 7a),
trwałymi
oraz międzyfazowych (rys. 7b), indukowanych
Dane znamionowe sil-
przy prędkości obrotowej n=300 obr/min na
nika
biegu jałowym. Otrzymane w wyniku pomia-
moment znamionowy Mn =1 [Nm]
rów przebiegi indukowanych napięć fazowych
prędkość znamionowa nn =1000 [obr/min]
i międzyfazowe są symetryczne o kształcie zbli-
moc znamionowa Pn =104,7 [W]
żonym do sinusoidy. Otrzymano z pomiaru
promień zewnętrzny re=68 [mm]
oscyloskopem typu ESCORT 320.
promień wewnętrzny ri =38 [mm]
promień średni rav =53 [mm]
liczba par biegunów p =6
rezystancja fazy
Rf =27,2 [&!]
indukcyjność fazy Lf =3 [mH]
Przedstawiona na rys. 6 konstrukcja silnika tar-
czowego stała się podstawą do stworzenia mo-
delu do obliczeń numerycznych opartych o me-
todę elementów skończonych w programie
FLUX 3D. Ze względu na symetrię układu oraz
b)
a)
w celu zwiększenia dokładności obliczeń
(zwiększoną ilość elementów siatki), badania
Rys. 7. Wyniki pomiarów eksperymentalnych
przeprowadzono na wycinku o dwóch podział-
indukowanych napięć przy prędkości
kach biegunowych �S i kącie rozwarcia równym
n=300 obr/min: a) fazowe; b) międzyfazowe
60� (1/6 modelu).
Na rys. 8 przedstawiono zmierzone przebiegi
Model numeryczny silnika tarczowego z ma-
napięcia fazowego w funkcji obrotów silnika
gnesami trwałymi pokazany na rys. 9. przed-
tarczowego pokazanego na rys. 6. Otrzymany
stawia rozkład modułu indukcji pola magne-
w wyniku badań przebieg napięć fazowych
tycznego w jarzmach ferromagnetycznych 1
w funkcji prędkości obrotowej silnika wykazuje
i magnesach trwałych 2.
liniowa zależność przy pracy generatorowej, co
B[T]
charakteryzuje silniki bezrdzeniowe z magne-
sami trwałymi.
UL [V]
90
1
80
70
60
50
40
30 2
20
10
Rys. 9. Rozkład indukcji pola magnetycznego w
n [obr/min]
0
modelu numerycznym bezrdzeniowego silnika
100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
tarczowego z magnesami trwałymi
Rys. 8. Wyniki pomiarów eksperymentalnych
Można na nim zauważyć, że indukcja w jarzmie
napięć fazowych w funkcji prędkości obrotowej
ferromagnetycznym osiąga znaczące wartości.
badanego bezrdzeniowego silnika tarczowego
Na rys.10 przedstawiony jest rozkład składowej
z magnesami trwałymi
użytecznej Bz indukcji magnetycznej, wyzna-
Zeszyty Problemowe  Maszyny Elektryczne Nr 77/2007
166
Na rys. 11 pokazano otrzymaną zależność mo-
czony w środku szczeliny powietrznej �=4 mm
z magnesami trwałymi na długości dwóch po- mentu elektromagnetycznego od prądu stałego
płynącego w uzwojeniach fazowych Memax=f(Ia)
działek biegunowych 2� =56 mm na średnim
w stanie statycznym dla modelu numerycznego
promieniu rav.
 linia 1 i wyniki pomiaru modelu fizycznego 
Bz[T]
linia 2. Zależności te otrzymane w wyniku obli-
czeń, jak i pomiarów są liniowe. Pomiaru do-
konano z wykorzystaniem zasilacza tranzysto-
rowego Z- 3010 i dynamometru standardowego
o zakresie pomiarowym 1  1000g.
5. Podsumowanie
Rozbieżność pomiędzy wynikami obliczeń mo-
delu numerycznego, a wynikami pomiarów
modelu fizycznego, momentu elektromagne-
tycznego od prądu stałego płynącego w uzwo-
jeniach fazowych Memax=f(Ia) w stanie statycz-
nym mieści się w zakresie od 1% do 5%. Ozna-
cza to, że model numeryczny stworzony w pro-
gramie FLUX 3D odpowiada prezentowanemu
Rys. 10. Rozkład składowej użytecznej indukcji
modelowi fizycznemu silnika tarczowego.
magnetycznej Bz w szczelinie powietrznej na
Poprawę rozkładu indukcji magnetycznej na
średnim promieniu rav w modelu numerycznym
średnim promieniu części aktywnych prezento-
bezrdzeniowego silnika tarczowego
wanego silnika można osiągnąć poprzez zasto-
Z przedstawionego rozkładu składowej uży-
sowanie magnesów segmentowych będących
tecznej indukcji magnetycznej w szczelinie po-
wycinkiem pierścienia.
wietrznej wynika, że struktura ta nie jest opty-
6. Literatura
malna, a otrzymany jej przebieg jest tylko zbli-
żony do trapezoidalnego. Przyczyną takiego [1]. Afonin A. A., Paplicki P.: Configuration of
Dics-Type Permanent Magnet Motors. Proc. of the
rozkładu jest kształt magnesów trwałych w for-
6th Intern. Conf. on Unconventional Electromecha-
mie prostopadłościanu.
nical and Electrical Systems UEES 04. Alushta,
Memax [Nm]
Ukraine, September 24-29, 2004, Vol 2, s. 231-236
0,7
1
[2] Afonin A. A.: Magnetic field of an ironless PM
0,6
motor. Proc. of the 6th Intern. Conf. on Unconven-
tional Electromechanical and Electrical Systems
0,5
UEES 04. Alushta, Ukraine, September 24-29,
2
2004, s. 225-230
0,4
[3] Gieras J. F., Wing R. Kamper M. J.: Axial Flux
0,3 Permanent Magnet Brushless Machines. Kluwer
Academic Publishers, Dordrecht/Boston/London.
0,2
2004, 340 s.
Autor
0,1
Ia [A]
dr inż. Piotr Cierzniewski
0
Politechnika Szczecińska
0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60
Instytut Elektrotechniki
Rys. 11. Przebieg momentu elektromagnetycz- ul. Sikorskiego 37, 70-313 Szczecin
tel.: [phone]; email: [e-mail]
nego w funkcji prądu fazowego Memax=f(Ia)