閆美存，王旭東，劉金鳳，于勇

（哈爾濱理工大學汽車電子驅動控制與系統(tǒng)集成教育部工程研究中心，黑龍江哈爾濱 150080）

非接觸式勵磁電源的諧振補償分析

閆美存，王旭東，劉金鳳，于勇

（哈爾濱理工大學汽車電子驅動控制與系統(tǒng)集成教育部工程研究中心，黑龍江哈爾濱 150080）

針對新能源汽車驅動電機勵磁系統(tǒng)中電刷與集電環(huán)對整車運行帶來安全隱患的問題，提出了一種非接觸式同步電機轉子勵磁的方法，并采用了諧振補償方法以提高非接觸式勵磁能量傳輸效率。研究了非接觸式勵磁系統(tǒng)的工作原理與系統(tǒng)結構，建立了松耦合變壓器的互感模型并分析了松耦合變壓器的特性，給出了非接觸式勵磁電源諧振補償系統(tǒng)的設計原理，分析了非接觸式能量傳輸系統(tǒng)的傳輸特性。仿真與實驗結果表明:采用串聯(lián)－串聯(lián)諧振補償方式可以對非接觸式變壓器中漏感所帶來的效率損失進行有效的補償，能夠增加變壓器副邊電流與電壓的幅值;當電源工作在完全諧振狀態(tài)下時，通過諧振補償可大幅提高非接觸式同步電機勵磁電源的傳輸效率。

無刷直流電機;非接觸式勵磁;松耦合變壓器;諧振補償;勵磁電源

0 引言

車載驅動電機作為新能源汽車的關鍵零部件之一，其性能的優(yōu)劣將會直接影響整車的性能［1］。目前正在應用或開發(fā)的新能源汽車內(nèi)使用的驅動電機中永磁同步電動機占據(jù)了絕對主流的地位。永磁同步電機同時擁有交流電機與直流電機的優(yōu)點，且體積小、轉速高，然而永磁同步電機成本高，磁場調(diào)節(jié)困難［2－3］。相比之下勵磁同步電機其結構獨立，通過勵磁電流的建立可以靈活控制和調(diào)節(jié)勵磁磁場，并且成本低［4］。但電刷的存在使系統(tǒng)運行故障率較高，還會給驅動系統(tǒng)帶來嚴重的電磁干擾，為整個車載系統(tǒng)的安全運行帶來不小的隱患［5－6］。

目前國內(nèi)外的無刷勵磁大多都是交流勵磁機加旋轉整流裝置，也有學者提出了無刷無勵磁機的結構，其電機定子繞組采用兩套三相繞組并聯(lián)或一套三相繞組加一套直流繞組的結構，后又有日本學者提出了利用氣隙磁場的五次諧波進行勵磁的方案。但目前這些無刷勵磁系統(tǒng)均存在以下缺點:首先，增加了附加繞組或附加裝置，使電機結構變得復雜，降低了鐵心利用率，導致了功率密度的下降;其次，利用諧波會使電磁關系更加復雜化，使得電機的性能方面存在勵磁電流與轉矩脈動、勵磁電流調(diào)節(jié)困難、勵磁性能差、電機整體效率低等問題［7－8］。

本文所研究的非接觸式同步電機勵磁電源正是對傳統(tǒng)的勵磁方法進行了創(chuàng)新設計，將非接觸式能量傳輸技術應用于新能源汽車同步電機的勵磁系統(tǒng)中，不僅可以很好的解決電刷與滑環(huán)對汽車運行所帶來的安全隱患問題，還能省去傳統(tǒng)無刷勵磁系統(tǒng)中的勵磁機部分。該系統(tǒng)既可以用于電勵磁，也可以用于復合勵磁。本文研究了非接觸式勵磁系統(tǒng)的工作原理，建立了松耦合變壓器的互感模型，并采用諧振補償方式解決非接觸式能量傳輸系統(tǒng)傳輸效率過低的問題，著重分析了非接觸式勵磁電源的諧振補償系統(tǒng)原理與傳輸特性。最后通過仿真分析與樣機實驗對理論進行了驗證。

1 非接觸式勵磁電源原理與結構

1.1 非接觸式勵磁電源工作原理

非接觸式同步電機勵磁電源采用高頻開關電源技術，利用電磁感應耦合原理實現(xiàn)同步電機勵磁能量的轉換與傳輸，逆變器通過高頻PWM信號控制的開關管將供電電源輸入的直流電變換為高頻交流電，罐式變壓器將原邊能量以非接觸的形式耦合到副邊，經(jīng)整流后對轉子進行勵磁。非接觸式同步電機勵磁電源的原理如圖1所示，該勵磁電源主要由高頻DC－AC變換器、非接觸式磁罐變壓器、ACDC整流裝置和勵磁繞組組成。

圖1 非接觸式同步電機勵磁電源原理圖Fig.1Contactless synchronous motor excitation power supply principle diagram

圖1中左邊虛線框內(nèi)為同步電機定子部分，右邊虛線框內(nèi)為同步電機轉子部分，其中最為核心的就是起非接觸能量傳輸作用的磁罐變壓器，由于采用了圓形磁罐變壓器，所以當次級鐵心隨著轉子轉動時，其磁路幾乎不受任何影響，并且不存在接觸時容易產(chǎn)生的電火花，器件磨損與導線裸露等不安全因素，完全杜絕了滑環(huán)和電刷所帶來的缺陷。利用該變壓器可以取代勵磁系統(tǒng)中的集電環(huán)和電刷，實現(xiàn)了真正意義上的無需附加勵磁電機的無刷勵磁。若在該勵磁電源的基礎上增加調(diào)節(jié)控制裝置，則可以通過調(diào)節(jié)變換器中開關管的占空比從而對輸出電壓進行調(diào)節(jié)，進而達到調(diào)節(jié)磁通大小的目的。

1.2 非接觸式勵磁電源基本結構

圖2所示為非接觸式同步電機勵磁電源的裝配示意圖。圖3為勵磁電源的剖面圖。磁罐變壓器的次級鐵心和整流器與電機轉子鐵心和勵磁繞組同軸排列，勵磁電源的另一部分安裝在同步電機定子上，控制器和逆變器放置在定子殼體空腔內(nèi)，共用直流母線排列于定子殼體內(nèi)表面，而磁罐變壓器初級鐵心固定在電機定子端部，并與磁罐變壓器的次級鐵心相對，初、次級間留有一定氣隙。

圖2 非接觸式同步電機勵磁電源裝配示意圖Fig.2Contactless synchronous motor excitation power supply assembly diagram

圖3 裝配剖面圖Fig.3Assembly section diagram

2 松耦合變壓器的建模與特性分析

2.1 松耦合變壓器的建模

磁罐變壓器是一種旋轉可分離的變壓器，當原邊或副邊旋轉時，另一邊可不受其影響，從而使整個變壓器依舊正常的進行能量傳輸，并且由于罐式變壓器具有良好的電磁兼容屏蔽性和互換性。因此，非接觸式勵磁電源中的高頻變壓器采用的是罐式變壓器，它是非接觸式同步電機轉子勵磁系統(tǒng)的核心組成部分。磁罐變壓器的電磁耦合原理圖如圖4所示。

圖4 磁罐變壓器電磁耦合原理圖Fig.4Magnetic tank transformer electromagnetic coupling principle diagram

在松耦合狀態(tài)下，由于漏感較大，常用的T型等效模型雖仍可對其進行建模，但會增加等效模型的復雜性。經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，在變壓器互感模型中，引入映射電壓后，變壓器次級繞組對初級繞組的影響可通過映射電壓來表示，而映射電壓和感應電壓均可用互感來表示，無需對互感與漏感分別進行表示，因此用互感模型來表示非接觸式松耦合變壓器的等效電路更為簡潔與方便。非接觸式松耦合變壓器互感模型如圖5所示。

圖5中，R1、R2分別為初級繞組、次級繞組的等效內(nèi)阻;L2、L2分別為初級繞組、次級繞組的自感; ZL為系統(tǒng)等效負載;ω為電源的角頻率;M為初級繞組與次級繞組之間的互感，其大小主要取決于線圈的自身特性。

圖5 非接觸式松耦合變壓器互感模型Fig.5Contactless loosely coupled transformer mutual inductance model

令Zr2=（ωM）2Y22，由式（1）可知原邊輸入阻抗為Z11+Zr2，其中Zr2為映射阻抗，它是副邊回路的阻抗對原邊回路影響的等效阻抗，可通過互感來表示。映射阻抗Zr2與副邊回路阻抗Z22的性質(zhì)相反，即當Z22為感性時，Zr2為容性;當Z22為容性時，Zr2為感性。

2.2 松耦合變壓器的特性分析

在松耦合變壓器中，氣隙對變壓器的漏感和耦合系數(shù)有很大的影響，進而降低變壓器的傳輸功率。因此，應對各個因素對耦合系數(shù)的影響進行逐一的分析與設計，以保證非接觸式磁罐變壓器工作在最佳工作點。

對于松耦合變壓器來講，不同的線圈結構會對變壓器的耦合系數(shù)有很大的影響。本文在Ansoft環(huán)境下，針對兩種不同的線圈結構進行了仿真分析。結構A中的原、副邊線圈均盡可能的靠近磁罐變壓器的中心磁柱;結構B則最大化了原、副邊線圈的正對面積，并在所需氣隙允許的情況下盡量靠近。圖6所示為相同氣隙下，不同線圈結構的磁力線分布。

圖6 松耦合磁罐變壓器不同線圈結構的磁力線分布Fig.6Distributions of magnetic field lines with different loosely coupled magnetic tank transformer coil structure

將兩種結構下耦合系數(shù)的仿真數(shù)據(jù)進行擬合后，可得到不同線圈結構下，松耦合磁罐變壓器耦合系數(shù)隨氣隙變化情況，如圖7所示。

圖7 不同線圈結構下耦合系數(shù)隨氣隙變化曲線Fig.7The curves of coupling coefficient with the air gap with different coil structure

經(jīng)析后可知，線圈結構B中的磁力線能似垂直地通過原、副線圈間的氣隙，且磁罐內(nèi)部漏磁小，所以可有效的減少松耦合變壓器的漏感，從而提高其耦合系數(shù)。

松耦合變壓器中氣隙的大小直接應影響了耦合系數(shù)與整個電源的傳輸功率。對不同氣隙下采用結構B的松耦合變壓器進行仿真，并將各參數(shù)數(shù)據(jù)進行擬合后，便可得到松耦合磁罐變壓器各個參數(shù)隨氣隙增加的變化情況，如圖8所示。

由圖8可知，隨著松耦合磁罐變壓器氣隙的增大，其原、副邊線圈電感及互感均急劇變小，而變壓器漏感則不斷變大。所以在機械設計允許的情況下，應盡量對氣隙進行最小化處理。

圖8 松耦合磁罐變壓器各參數(shù)隨氣隙變化曲線Fig.8The curve of loosely coupled magnetic tank transformer parameters change with the air gap

3 非接觸式能量傳輸系統(tǒng)諧振補償分析

在非接觸式能量傳輸系統(tǒng)中，由于變壓器工作在松耦合狀態(tài)下，初、次級繞組間存在一定長度的空氣磁路，因此其耦合系數(shù)比常規(guī)緊耦合裝置小的多。為了提高非接觸式能量傳輸系統(tǒng)電源側的功率因數(shù)，降低供電電源的VA值，減小原邊漏感形成的電壓降，通常需要利用諧振原理對松耦合變壓器的原邊繞組進行補償;同時，為了增強系統(tǒng)的功率傳輸性能，提高功率傳輸效率，還需要對松耦合變壓器的副邊繞組感抗進行諧振補償［9－10］。

3.1 映射阻抗特性分析

從松耦合變壓器互感模型的等效電路可以看出，副邊阻抗會通過互感映射到原邊，從而對其產(chǎn)生影響，可以通過映射阻抗來表示該影響。由于負載電阻一般遠大于原、副線圈內(nèi)阻，所以為簡化阻抗分析可忽略原、副線圈內(nèi)阻，則電源輸入阻抗為

由式（4）和式（5）可以推算出，當副邊未加補償電路時，松耦合變壓器副邊反映到原邊的阻抗為容性阻抗。當頻率不斷增大后，映射電阻會隨之增大。但在某一特定頻率與負載下，映射電阻存在一個最大值，映射電抗始終都為負值;當負載不斷增加時，映射電阻與映射電抗均趨近于零，且映射阻抗與副邊阻抗性質(zhì)相反。

原、副邊分別采用串聯(lián)和并聯(lián)補償時的原邊等效阻抗Z11－S、Z11－P與副邊等效阻抗Z22－S、Z22－P分別為

在忽略線圈損耗后，通過進行公示推導可得系統(tǒng)從原邊傳輸?shù)礁边叺墓β蔖為

由式（11）可見，從原邊傳輸?shù)礁边叺墓β逝c映射電阻成正比，即映射電阻直接反映了系統(tǒng)的功率傳輸性能［11］。當系統(tǒng)各參數(shù)已經(jīng)確定時，由式（10）可以看出，映射電阻不僅隨系統(tǒng)運行頻率的變化而變化，還會隨負載的變化而變化，用仿真計算的方法可得到映射電阻與工作頻率、負載電阻之間的關系。圖9與圖10所示分別為副邊進行串聯(lián)諧振補償與并聯(lián)諧振補償后，映射電阻與工作頻率、負載電阻之間的三維關系曲線。

由圖9與圖10可見，副邊無論是采用串聯(lián)補償或是并聯(lián)補償時，曲線在諧振頻率時的映射電阻達到最大值，即從原邊傳輸?shù)礁边叺挠泄β室矠樽畲笾怠．斶\行頻率偏離諧振頻率時，映射電阻迅速下降。不同之處在于在此頻率下，當副邊采用串聯(lián)補償時，映射電阻與副邊得到的有功功率與負載電阻成反比;當副邊并聯(lián)補償時，映射電阻與副邊得到的有功功率與負載電阻成正比。無論副邊采用串聯(lián)補償還是并聯(lián)補償，都是為了提高負載所獲得的輸出功率和變換器的效率。

圖9 副邊串聯(lián)補償映射電阻與工作頻率、負載電阻關系曲線Fig.9Reflected impedance relationship and working frequency，load resistance relationship curve with secondary series compensation

圖10 副邊并聯(lián)補償映射電阻與工作頻率、負載電阻關系曲線Fig.10Reflected impedance relationship and working frequency，load resistance relationship curve with secondary parallel compensation

3.2 原邊與副邊補償特性分析

原邊補償網(wǎng)絡中的補償電容可以平衡原邊的漏感抗和副邊的映射感抗，降低變換器電壓電流的額度，從而降低其視在功率，提高整個非接觸式同步電機轉子勵磁系統(tǒng)的功率因數(shù)。副邊補償網(wǎng)絡的作用主要是增加從原邊到副邊傳輸電能的能力。

想要獲得最大的負載功率，要求原、副邊均工作在系統(tǒng)工作頻率下的諧振點處。根據(jù)諧振狀態(tài)公式（12）對副邊回路進行補償時，當系統(tǒng)副邊電感和工作頻率均已為定值后，便能確定副邊補償電容CS為

將式（13）帶入式（9）與式（10）中，可得副邊串聯(lián)和并聯(lián)諧振時的副邊等效阻抗為

由式（16）和式（17）可以看出，當副邊為串聯(lián)補償網(wǎng)絡時，副邊對原邊的阻抗是阻性的;當副邊為并聯(lián)補償網(wǎng)絡時，副邊對原邊的阻抗是容性的，與副邊不加補償網(wǎng)絡時相同。

對于不同的副邊補償方式，原邊的等效阻抗如式（18）～式（21）所示。

為了使系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β首畲?，則需令Z11的虛部為零。據(jù)此，選擇了適當?shù)脑呇a償電容值后，系統(tǒng)工作在完全無功補償狀態(tài)下。不同補償方式下完全無功補償?shù)脑呇a償電容取值如式（21）～式（24）所示。

此時系統(tǒng)原邊視在功率最小，等效負載達到了最大傳輸功率。

3.3 補償電路功率傳輸特性分析

分別對松耦合變壓器的原、副邊進行串電容諧振補償和并電容諧振補償，則能夠得到4種基本諧振補償拓撲結構，如圖11所示。

圖11 四種基本諧振補償電路Fig.11Four basic resonance compensation circuit

不同的補償結構對系統(tǒng)能量傳輸有不同的功率特性，電路采用不同補償方式時等效負載所獲得的功率如式（25）～式（28）所示。

為分析非接觸式能量傳輸諧振補償系統(tǒng)的功率傳輸特性，分別對4種補償電路在原邊輸入電壓恒定的條件下進行了仿真計算分析，仿真結果如圖12所示。

當原邊輸入電壓為恒定值時，系統(tǒng)原副邊線圈分別采用串聯(lián)－串聯(lián)補償與串聯(lián)－并聯(lián)補償時，等效負載所獲取功率分別與負載大小成正比與反比關系;當系統(tǒng)并聯(lián)－串聯(lián)與并聯(lián)－并聯(lián)補償時等效負載在某一特定值下可獲得最大傳輸功率。因各補償系統(tǒng)的傳輸特性均不相同，故可根據(jù)實驗需求選擇最為適合的補償系統(tǒng)。

圖12 不同補償方式時等效負載與傳輸功率關系曲線Fig.12Equivalent load and transmission power curve with different compensations

4 仿真及實驗分析

由于串聯(lián)－串聯(lián)補償方式不依賴于耦合系數(shù)與品質(zhì)因素，相對于負載而言也是獨立的，因此本文的仿真模型與實驗樣機的搭建中均采用串聯(lián)－串聯(lián)補償方式。

對于非接觸式同步電機勵磁電源來講，松耦合變壓器是其核心部件，故先對其傳輸性能進行了仿真研究。在Matlab環(huán)境下對非接觸式變壓器系統(tǒng)建立了仿真模型。仿真條件為輸入幅值為6 V的交流電壓，變壓器工作頻率為100 kHz，等效負載為1 Ω。系統(tǒng)未加補償時變壓器原邊電壓、變壓器副邊電流與電壓的仿真波形如圖13所示。加入串聯(lián)－串聯(lián)補償系統(tǒng)后的仿真波形如圖14所示。

圖14 松耦合變壓器加入串聯(lián)－串聯(lián)補償后的仿真波形Fig.14Loosely coupled transformer with series-series resonance compensation simulation waveform figure

通過對比仿真波形可以看出，加入串聯(lián)－串聯(lián)補償系統(tǒng)后松耦合變壓器副邊電壓幅值與電流幅值明顯增加，傳輸功率也隨之增加。

后又建立了非接觸式勵磁電源仿真模型，仿真條件為輸入電壓為12 V，工作頻率為100 kHz，輸出電壓為12 V，額定功率為100 W。對非接觸式勵磁電源進行仿真后，可得原邊、副邊在不同等級補償情況下電能傳輸情況的數(shù)據(jù)，如表1所示。

因副邊采用的補償方式為串聯(lián)諧振補償，副邊等效阻抗為純電阻負載，因此從副邊映射到原邊的映射阻抗也為純電阻負載，則映射阻抗上所消耗的有功功率即為負載所能獲得的有功功率。由表1可見，只有當原邊串聯(lián)補償電容為31.6 μF，副邊串聯(lián)補償電容為15.8 μF時時，負載所獲得的有功功率為最大值。當串聯(lián)電容值小于或大于此值時，負載電壓、負載電流與傳輸功率均大幅降低。由此可以驗證當電源開關頻率與諧振補償頻率相同，即發(fā)生完全諧振時，系統(tǒng)的傳輸功率達到最大值。

表1 不同補償電容時電源功率傳輸數(shù)據(jù)Table 1Power transmission data with different compensation capacitance

為了驗證串聯(lián)－串聯(lián)補償對非接觸式勵磁電源傳輸效率補償?shù)膶嶒炐Ч?，設計了一套樣機。非接觸式同步電機勵磁電源樣機所采用的PWM控制芯片為TI公司的LM5035，其具有很高的集成度，可以有效的簡化電路，從而使系統(tǒng)的穩(wěn)定性能更高。非接觸式同步電機勵磁電源樣機的輸入電壓為12 V，工作頻率為100 kHz，輸出勵磁電流為8 A，額定功率為100 W。

為進行對比試驗，先對未進行諧振補償?shù)膭畲烹娫礃訖C進行了實驗，得到了其副邊電流與電壓波。未進行諧振補償?shù)姆墙佑|式勵磁電源實驗波形如圖15所示。

圖15 原、副邊均未進行補償時波形圖Fig.15The primary，secondary side with no compensation waveform graph

從圖15可以看出，當系統(tǒng)沒有加入補償電路時，由于變壓器存在較大的漏感值，原邊線圈中電流近似呈線性變化，磁芯工作在磁化曲線線性區(qū)。

后將串聯(lián)－串聯(lián)補償電路加入到了非接觸式勵磁電源的樣機中，實驗波形如圖16所示，其中圖16（a）所示為負載3 Ω時的波形，圖16（b）為負載1.5 Ω時的波形。

圖16 加入串聯(lián)－串聯(lián)補償后實驗波形Fig.16With series-series resonance compensation waveform graph

將圖15與圖16中的實驗結果進行比對后可得到以下實驗結論:

1）當負載相同時，加入串聯(lián)—串聯(lián)諧振補償網(wǎng)絡后變壓器原邊線圈中的電流近似呈正弦波，說明原、副邊的串聯(lián)補償電容通過與原、副邊的電感產(chǎn)生的諧振，有效地減弱了漏感的影響。變壓器副邊的電壓幅值增加，從而增加了電源的傳輸功率;

2）電源加入串聯(lián)－串聯(lián)補償后，隨著負載的增加原邊諧振電流峰值變大但相位并未移動，諧振頻率不變，說明串聯(lián)－串聯(lián)補償情況下變負載對原邊諧振頻率無影響，并且副邊電壓不隨負載的變化而變化。

后又對不同頻率，不同氣隙下的非接觸式勵磁電源樣機進行了多組電源傳輸效率的實驗，實驗數(shù)據(jù)的擬合圖如圖17所示。

從圖17的數(shù)據(jù)中可以看出，非接觸式勵磁電源樣機在不同的開關頻率下會對應不用的傳輸效率，只有當開關頻率與諧振頻率相同時，即電源工作于全補償狀態(tài)下時，勵磁電源的輸出功率最大，傳輸效率最高。相同開關頻率下，氣隙越大電源效率越低。但無論氣隙如何變化，均是在開關頻率與諧振頻率相同時電源傳輸效率達到最大值。以上結論均與理論分析結果相同，可以很好的驗證本文所提出的理論的正確性與可行性。

圖17 不同氣隙下電源效率隨開關頻率的變化曲線Fig.17The curve of power efficiency under different air gaps and switching frequency

5 結論

本文提出了一種采用松耦合變壓器作為同步電機勵磁電源能量傳輸?shù)暮诵牟考?，以實現(xiàn)勵磁電路非接觸式的方法。非接觸式同步電機轉子勵磁電源通過對諧振補償系統(tǒng)的設計與傳輸特性的分析，有效提高了非接觸式同步電機勵磁電源的能量傳輸效率。通過仿真與實驗研究驗證了串聯(lián)－串聯(lián)補償方式對于松耦合變壓器漏感損耗的補償效果與提高非接觸式勵磁電源能量傳輸效率的性能。

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（編輯:劉琳琳）

Analysis of contactless excitation power supply resonance compensation

YAN Mei-cun，WANG Xu-dong，LIU Jin-feng，YU Yong
（Ministry of Education Engineering Research Center of Automotive Electronics Drive Control and System Integration，Harbin University of Science and Technology，Harbin 150080，China）

For the problem that the brush and slip ring of new energy vehicles’drive motor excitation system may bring some safe hidden troubles when the car is running，a method of contactless synchronous motor rotor excitation was proposed，and the resonance compensation method was adopted to improve the contactless excitation energy transfer efficiency.The working principle of contactless excitation system was studied，the mutual inductance model of loosely coupled transformer was established and the characteristics of the loosely coupled transformer was analyzed，the design principle of contactless excitation power supply resonance compensation system was presented and the transmission properties of the contactless energy transmission system were analyzed.The simulation and experimental results show that:the seriesseries resonance compensation can effectively compensate the efficiency loss caused by contactless transformer’s leakage inductance，and increase the current and voltage’s amplitude of transformer＇s second side.When the power supply works in all resonance condition，through the resonance compensation can significantly increase the transmission efficiency of contactless synchronous motor excitation power supply.

brushless DC motors;contactless excitation;loosely coupled transformers;resonance compensation;excitation power supply

10.15938/j.emc.2015.03.008

TM 464

A

1007－449X（2015）03－0045－09

2014－04－23

國家自然科學基金（E070303）

閆美存（1988—），女，博士研究生，研究方向為新能源汽車非接觸式同步電機轉子勵磁系統(tǒng);

王旭東（1958—），男，博士，教授，博士生導師，研究方向為汽車工程與汽車電子的理論研究與實踐、新能源汽車及電機驅動控制等;

劉金鳳（1978—），女，博士，副教授，研究方向為汽車工程與電力電子研究;

于勇（1985—），男，博士研究生，研究方向為新能源汽車非接觸式同步電機轉子勵磁系統(tǒng)。

閆美存