混合勵磁分塊轉子磁通切換電機電磁特性分析

熊樹， 鄧智泉， 王宇， 朱婷婷， 許培林

(1．南京航空航天大學自動化學院，江蘇南京 210016;2．淮陰師范學院物理與電子電氣工程學院，江蘇淮安 223300)

0 引言

自法國學者E．Hoang等人于1997年首次發表了關于三相永磁磁通切換電機學術論文以來［1］，磁通切換型電機開始逐漸成為一個研究熱點。目前研究主要以永磁式磁通切換型電機(flux－switching perma-nent－magnet machines，FSPM)為主，永磁式磁通切換型電機定、轉子均采用凸極結構，轉子上既無永磁體也無繞組，永磁體置于定子，采用切向充磁方向。

國外對FSPM的研究主要以英國Shefield大學Z．Q．Zhu教授研究團隊為主。該團隊進行了三相永磁式磁通切換電機的建模、參數優化設計、渦流損耗、端部效應以及弱磁控制等方面的研究［2－9］。

國內南京航空航天大學對永磁式、電勵磁式、混合勵磁式磁通切換電機進行了電機本體設計及相關實驗［10－12］;東南大學在磁通切換電機轉矩脈動抑制、驅動控制及混合勵磁等方面進行了深入的研究［13－14］;浙江大學則在定位力矩抑制、直線型磁通切換電機等領域開展了有效的工作［15］。

介紹三相6/8結構混合勵磁的分塊轉子磁通切換電機(hybrid excitation segmented－rotor fluxswitching machines，HESRFSM)的結構與工作原理，分析其靜態電磁特性(磁場分布、定子磁鏈、反電勢、定位力矩、磁場調節)，與典型混合勵磁磁通切換電機的調磁性能進行比較。

1 電機結構及原理

1.1 電機結構的提出

由上述文獻分析可知，FSPM具有以下一些優點:1)永磁體置于定子，永磁體易于冷卻;2)特有的聚磁效應使得電機在采用矯頑力較低的永磁體時也可獲得較高的氣隙磁密;3)轉子結構簡單，易于高速運行;4)永磁體受電樞磁場影響小，發生短路故障時，永磁體發生不可逆退磁的機率極小，弱磁能力優于轉子永磁式電機;5)反電勢正弦度較高;6)電機采用集中式繞組，結構簡單，端部銅損小，電機效率高。

盡管FSPM具有上述的眾多優點，但是由于氣隙磁場難以調節，所以其故障滅磁和故障保護難以有效解決，導致在航空起動/發電系統應用中均受到制約。鑒于此，專家學者開始對電勵磁磁通切換電機進行研究。

英國萊切斯特大學的Charles Pollock教授在文獻［13］中提出了一種作為低功率風扇驅動電機的兩相電勵磁磁通切換電機;英國紐卡斯爾大學的B．C．Mecrow教授研究團隊在文獻［16］中提出了一種電勵磁轉子分塊式磁通切換電機，電機結構如圖1所示。該電機是將轉子鐵心塊嵌入在不導磁的轉子套中，組成圓柱形結構的轉子，采用短磁路結構，即磁通經過相鄰定、轉子齒極閉合，以上結構特點使得轉子分塊式磁通切換電機除具有普通磁通切換電機的優點外，還具有容錯能力強，高溫和高速適應性等優點，另外具有高速運行時低風(油)阻和低鐵心損耗等優點。

圖1 6/8結構電勵磁分塊轉子磁通切換電機拓撲Fig．1 Topology of the 6/8 structure wound-field segmentedrotorflux-switching synchronous motor

雖然電勵磁磁通切換電機氣隙磁場調節較為容易，但是由于采用電勵磁，無永磁體，其功率密度和效率相對較低。為了既能獲得較高的功率密度和效率，又能具有較強的氣隙磁場調節能力，采用混合勵磁電機可以來解決以上問題。

法國學者E．Hoang在文獻［17］中提出了一種混合勵磁磁通切換電機拓撲，如圖2(a)所示，該電機具有較高的功率密度和一定的增磁能力，但由于弱磁時電勵磁不可避免地要通過高磁阻的永磁體，且其齒端飽和嚴重，調磁能力有限。東南大學花為教授等提出了如圖2(b)所示的混合勵磁拓撲［15］。由于電勵磁磁場同樣也要經過永磁體這樣的高磁阻，勵磁電流的利用率不高，從而導致高剩磁的永磁材料不能有效使用。如文獻［18］中永磁體剩磁僅為0.4 T，功率密度有限;英國 Shefield大學 Z．Q．Zhu教授的研究團隊在傳統磁通切換電機的基礎上，采用減少永磁體來提供電勵磁繞組空間的方法衍生出6種不同的混合勵磁拓撲，其中一種如圖2(c)所示。綜合磁鏈、反電動勢、轉矩密度和鐵耗等因素進行了對比分析［19］。

針對上述問題，提出了一種三相6/8結構混合勵磁的分塊轉子磁通切換電機(hybrid excitation segmented－rotor flux－switching machines，HESRFSM)。該電機轉子采用分塊轉子結構，將8塊扇形導磁材料嵌套在轉子套中，轉子套為不導磁材料;將徑向充磁的永磁體添加到勵磁齒上，每個勵磁齒上既有勵磁繞組又有永磁體，且在每個勵磁齒上設計兩個導磁橋，分居永磁體兩側。由于導磁橋的存在，無論工作在弱磁狀態還是增磁狀態，電勵磁磁場都不經過高磁阻的永磁體，勵磁電流利用率高，即使在深度弱磁或故障滅磁的情況下，永磁體發生退磁的危險幾率較低。該拓撲電機具有優良的容錯性能和氣隙磁場調節能力，同時由于永磁體的存在，電機的功率密度和效率得以保持。

圖2 幾種典型混合勵磁磁通切換電機拓撲Fig．2 Several typical hybrid excitation topologies of flux-switching motor

1.2 電機結構及參數

圖3為三相6/8結構混合勵磁分塊轉子磁通切換電機結構示意圖，其轉子由兩部分組成，即8個相同的呈扇形轉子鐵心塊和非導磁轉子套，安裝時將扇形轉子鐵心塊嵌入在非導磁轉子套中，該轉子結構稱為分塊轉子結構;定子齒分為勵磁齒和電樞齒，為了得到足夠大的氣隙磁通，永磁體的寬度設計較寬，所以勵磁齒寬度大于電樞齒寬度;電樞繞組采用集中式繞組，繞于定子電樞齒上，徑向相對的繞組A1、A2串聯構成 A 相，繞組 B1、B2和繞組 C1、C2分別串聯為B、C相，共三相電樞繞組;單相電勵磁繞組繞于勵磁齒上，相鄰勵磁繞組電流方向相反，即相鄰勵磁磁場方向沿著徑向方向相反，6組勵磁繞組首尾相連串聯連接，6塊徑向充磁的永磁體嵌入繞有勵磁繞組的定子齒端，且相鄰永磁體充磁方向也沿著徑向方向相反，如圖3所示。在永磁體的兩側設計有兩個導磁橋，具體的電機結構參數如圖4所示，其中:定子極數Ps=6;轉子極數Pr=8;定子裂比ks=0.56;定子外徑Rs=75 mm;氣隙長度g=0.5 mm;定子槽寬度 βslot=15°;電樞齒極弧寬度βsw=8°;勵磁齒極弧寬度 βsf=22°;轉子極弧寬度βr=40°;轉子極最大有效極高hr=8 mm;永磁極高度hpm=5 mm;導磁橋寬度lbri=2 mm;單個電樞齒繞組匝數為40;單個勵磁齒繞組匝數為100。

圖3 6/8結構混合勵磁分塊轉子磁通切換電機拓撲Fig．3 Topology of the 6/8 structure HESRFSM

圖4 混合勵磁分塊轉子磁通切換電機尺寸設計Fig．4 Design dimensions of the original HESRFSM

1.3 電機工作原理

圖5為該電機的磁通調節工作原理圖，從圖中可以看出，通過調節勵磁電流的方向和大小，即可對通過電樞繞組的磁通進行調節。圖5(a)為弱磁工作狀態示意圖，電勵磁磁場和永磁磁場方向相反，即電勵磁磁通起到弱磁作用;圖5(b)為增磁工作狀態示意圖，電勵磁磁場和永磁磁場方向相同，即電勵磁磁通起到增磁作用。由于導磁橋的存在，無論工作在弱磁狀態還是增磁狀態，電勵磁磁場不經過永磁體這樣的高磁阻，勵磁電流利用率高，即使在深度弱磁或故障滅磁的情況下，永磁體發生退磁的幾率較低。

圖5 勵磁調節示意圖Fig．5 Operation principle of HESRFSM

2 電磁特性分析

利用有限元仿真軟件，對本文所提出的電機進行仿真分析，主要分析了電機內部的勵磁磁場分布，求解A相自感和三相間的互感，以及勵磁電流為零情況下的磁鏈、反電勢、定位力矩，以及電機氣隙磁通調節能力。

2.1 磁場分布

圖6為通過有限元仿真得到的4個轉子位置的永磁勵磁磁場分布圖，仿真時將電勵磁繞組電流設置為零，在該條件下，混合勵磁分塊轉子磁通切換電機類似于文獻［16］中的電勵磁分塊轉子磁通切換電機。從圖6中的磁場分布可以看出，由于分塊轉子的特殊結構，每個電樞繞組匝鏈的永磁磁鏈幾乎僅由該電樞繞組相鄰的一個定子齒上的永磁體提供，各相繞組之間干擾較小，電機具有較強的磁隔離能力(電勵磁部分磁場分布與永磁磁場分布類似，所以電勵磁的容錯性能與永磁勵磁部分仿真結果類似)。

圖6 永磁磁場分布圖(勵磁電流If=0)Fig．6 Open-circuit field distributions of the HESRFSM at four typical positions(If=0)

2.2 繞組自感、互感

圖7為該電機繞組電感和互感特性，A相電感值要比AB、AC兩相互感值大一個數量級，從該電機的互感與自感的比值可以看出該電機有著很強的磁隔離能力和電機抑制短路電流能力。

2.3 永磁磁鏈、反電勢、定位力矩

設勵磁電流為零(If=0)，且負載為零時，電機轉速為1 000 r/min。電機繞組匝鏈的永磁磁鏈、繞組反電勢如圖8(a)、圖8(b)所示，從圖8(a)中可以看出，繞組磁鏈的正弦度較低。如果磁鏈是嚴格的正弦波形，圖8(a)中的C相磁鏈在轉子位置為90°時應為零，而仿真結果為0.1 Wb。圖8(b)中的反電勢正弦度較低，這是由該電機特殊結構造成的，可以通過采用轉子奇數極來改善正弦度［16］。電機定位力矩如圖8(c)所示，定位力矩的周期以機械角度表示為

式中:HCF(Ps，Pr)為取 Ps，Pr的最大公約數;Ps為定子電樞齒數;Pr為轉子極數，所以該電機的定位力矩的機械角度周期為15°。從圖中可以看出，由于沒有進行參數優化，仿真定位力矩偏大，針對這一情況，可以采用定子斜槽，電機結構、參數優化，諧波電流注入法等一些方法來減小定位力矩［14］。

圖8 空載穩態電磁特性Fig．8 Static characteristics of the HESRFSM excited by magnets alone at no-load

2.4 調磁性能分析

為了研究本文提出的電機調磁性能，首先定義kf為調磁系數，該系數定義為

式中:ΦHE為一相繞組中磁通總和;ΦPM為一相繞組中永磁體磁場產生的磁通;Φf為一相繞組中電勵磁磁場產生的磁通［18］。如果忽略絕緣、溫度和電流飽和的限制，kf可以取到零和負值。當kf=0時，表示電勵磁磁場和永磁磁場方向相反，數值相等，電勵磁磁場與永磁磁場抵消;當kf為負值時，表示電勵磁磁場方向與永磁磁場方向相反，且前者數值大于后者。上述兩種情況都是理想狀況，而在實際電機運行時，kf通常的取值范圍為［0，2］［18］。圖9為電機調磁性能仿真曲線，圖9(a)為永磁勵磁和混合勵磁不同條件下的A相磁鏈，圖9(b)為永磁勵磁和混合勵磁條不同件下的A相反電勢，在增磁狀況下，反電勢的負半周期的正弦度得到明顯地改善(圖中Fi為電勵磁磁勢)。

圖9 電機調磁性能Fig．9 Field regulation capability of the HESRFSM by field windings

上述仿真分析驗證了新拓撲電機的調磁能力，在此再比較一下本文所提出的電機拓撲和混合勵磁磁通切換電機拓撲I、混合勵磁磁通切換電機拓撲III3種電機的調磁特性。3種電機的尺寸、電磁參數為:混合勵磁磁通切換電機拓撲I定子極數為12，外半徑為75 mm，定子齒寬為7.5°，定子磁極寬度為7.5°，導磁橋厚度為5.5 mm，轉子極數為10，轉子軸半徑為 12 mm，轉子極寬為 10.5°，轉子極高為8 mm，內外徑之比為0.56，氣隙長度為0.5 mm，勵磁繞組匝數為600，電樞繞組一相匝數為80;混合勵磁磁通切換電機拓撲III定子極數為6，導磁橋厚度為2 mm，其他參數均與電機I相同;本文所提出的電機拓撲的定子極數為6，勵磁繞組齒寬為22°，電樞繞組齒寬為8°，導磁橋厚度為1.5 mm，轉子極數為8，轉子極寬為40°，轉子有效極高為8 mm，其他參數與電機I、III均相同。

圖10為本文提出的電機磁鏈幅值隨導磁橋寬度變化圖，為了兼顧磁鏈幅值和調磁特性，選擇導磁橋寬度為1.5 mm。圖11為3種電機的磁鏈幅值隨勵磁電流變化圖，圖12為3種電機調磁范圍隨磁橋寬度變化圖(為便于將3種電機的對比畫在一起，對Motor II的橫坐標進行了壓縮，實際橫坐標應為圖中橫坐標的兩倍)。電機I和電機II的永磁體采用切向充磁，聚磁效果明顯，但容易導致定子齒部導磁材料飽和，而且電勵磁路徑經過永磁體，調磁范圍有限。而本文所提出的電機的永磁體則采用徑向充磁，雖然功率密度有所降低，但調磁范圍最寬，隨著勵磁安匝的增加，功率密度甚至可以和電機 I的結構保持同一水平。通過控制導磁橋寬度和永磁體的配置，可以有效實現更寬范圍的磁場調節和功率密度調節。

圖10 6/8結構混合勵磁分塊轉子磁通切換電機磁鏈幅值隨導磁橋寬度變化圖Fig．10 Variation of flux linkage amplitude with bridge length for the HESRFSM

圖11 3種電機的磁鏈幅值隨勵磁電流變化圖Fig．11 Variation of flux linkage amplitude with ampere-turn for the three topologies

圖12 3種電機的調磁范圍隨磁橋寬度變化圖Fig．12 Variation of flux modulation range with bridge length for the three topologies

3 結論

1)本文提出的電機的轉子采用分塊式結構，容錯能力、高溫和高速適應能力強，高速運行時風(油)阻和鐵心損耗低。由于采用混合勵磁方式，所以氣隙磁場調節較為方便，且永磁材料的引入可以提高發電的效率。

2)分析了混合勵磁分塊轉子磁通切換電機結構與工作原理，利用有限元仿真分析了電機的永磁磁場分布，并且對電機的繞組自感和互感進行了計算，通過分析和計算，得出該電機具有較強磁隔離能力和電機抑制短路電流能力。

3)利用有限元對混合勵磁分塊轉子磁通切換電機的電磁特性、電磁特性進行了仿真分析，并且與另外兩種現有的混合勵磁磁通切換電機進行了調磁特性比較。結果表明:該電機無論是增磁還是弱磁，都具有良好的性能，并且調磁能力強于文中比較的兩種電機。

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