戴 冀 張卓然 沐 楊 劉 業(yè)

轉(zhuǎn)子磁分路混合勵磁同步電機電樞反應磁場與電感特性研究

戴 冀 張卓然 沐 楊 劉 業(yè)

（江蘇省南京航空航天大學新能源發(fā)電與電能變換重點實驗室 南京 210016）

提出轉(zhuǎn)子磁分路混合勵磁同步電機（HESM）的優(yōu)化結(jié)構(gòu)，探討了磁場分布特性。通過與永磁同步電機（PMSM）的對比分析，研究了該電機的電樞反應磁場和電感特性。勵磁繞組與磁分路結(jié)構(gòu)的引入對該電機電樞反應磁場特性影響顯著。電感特性由主磁路和磁分路的飽和程度共同決定，受到勵磁電流和電樞電流的影響。在此基礎上，分析了電感特性對其電動運行的影響，評估了永磁體的不可逆退磁風險。對比研究了一種新型HESM拓撲結(jié)構(gòu)以研究結(jié)構(gòu)變化對電感特性的影響。最后，研制了24kW轉(zhuǎn)子磁分路HESM原理樣機，三維有限元仿真與實驗對比驗證了其同步電感的變化規(guī)律。

電樞反應 有限元分析 混合勵磁 電感特性 不可逆退磁 轉(zhuǎn)子磁分路

1 引言

混合勵磁同步電機同時具有永磁與電勵磁兩種磁勢源，結(jié)合了永磁同步電機與電勵磁同步電機的優(yōu)點。國內(nèi)外學者針對混合勵磁電機結(jié)構(gòu)拓撲、優(yōu)化設計和控制策略等方面進行了深入研究，在風力發(fā)電、飛機和車載電源等獨立發(fā)電領域和電動汽車驅(qū)動等領域的應用取得了諸多進展[1-5]。

混合勵磁電機結(jié)構(gòu)和運行原理多樣，對該類型電機的命名、定義和分類也不盡相同。永磁磁勢與電勵磁磁勢同時存在，增加了混合勵磁電機磁路的復雜程度。根據(jù)磁路原理，永磁磁勢與電勵磁磁勢的關系主要分為三類:串聯(lián)磁勢、并聯(lián)磁勢和并列磁勢[6]。轉(zhuǎn)子磁分路混合勵磁同步電機（HESM）由傳統(tǒng)切向磁鋼永磁同步電機發(fā)展而來，利用軟磁材料的磁各向同性，軸向延伸轉(zhuǎn)子N極導磁體與轉(zhuǎn)子S極導磁體為永磁磁勢提供旁路磁通路徑以實現(xiàn)磁分路作用[7]。從磁路原理上分類屬于并聯(lián)磁勢型，轉(zhuǎn)子具有軸向?qū)Т拍芰Α?/p>

電樞反應是電樞磁勢對主氣隙磁場的作用，不僅影響氣隙磁場的分布和大小，而且影響永磁體的工作狀態(tài)[8]。在電樞反應磁場研究基礎上可以獲得電機的重要參數(shù)和性能指標，如電機電感[9-12]、轉(zhuǎn)子渦流損耗[13]、不平衡磁拉力[14]等。電感參數(shù)是永磁電機性能分析和優(yōu)化設計的重要依據(jù)，同時也是其驅(qū)動系統(tǒng)控制策略重要影響因素之一[9,15]。永磁同步電機交、直軸同步電感特性復雜，不僅受到磁路的飽和程度影響，更存在交、直軸磁路之間的交叉耦合現(xiàn)象，因而仿真與測試方法復雜[16,17]。

混合勵磁電機由永磁電機發(fā)展而來，其電樞反應磁場及電感特性的研究對本體優(yōu)化和驅(qū)動控制有指導性作用。轉(zhuǎn)子磁分路HESM具有并聯(lián)磁路型混合勵磁電機典型特征，研究其電感特性同樣可以增加對該類型混合勵磁電機的電感特性的理解。引入勵磁繞組，兩種磁勢源同時存在增加了電機內(nèi)部磁場磁路的復雜程度，使得其同步電感特性相比永磁同步電機更為復雜[18]。

本文首先介紹針對文獻[7]中轉(zhuǎn)子磁分路HESM結(jié)構(gòu)的不足所提出的優(yōu)化結(jié)構(gòu)，分析了不同勵磁電流下電機內(nèi)部磁密分布。在交、直軸電樞反應磁場特性研究基礎上獲得轉(zhuǎn)子磁分路HESM受勵磁電流影響下的同步電感特性，繼而分析電感特性對其電動運行的影響并評估永磁體承受的不可逆退磁風險。提出一種導磁橋內(nèi)置式轉(zhuǎn)子磁分路HESM拓撲結(jié)構(gòu)，對比分析了兩種拓撲結(jié)構(gòu)的運行原理與同步電感特性。最后研制了原理樣機，理論分析、三維有限元仿真與實驗對比驗證了轉(zhuǎn)子磁分路HESM同步電感受勵磁電流與電樞電流影響的變化規(guī)律。

2 電樞反應磁場與電感特性分析

2.1結(jié)構(gòu)與運行原理

文獻[7]中提出的結(jié)構(gòu)為了增大導磁橋窗口面積，轉(zhuǎn)子N極導磁體外擴呈喇叭狀擴展，需要增加電機軸向長度以避開繞組端部。針對上述不足，提出轉(zhuǎn)子外徑不變軸向延伸的結(jié)構(gòu)，如圖1所示。可見導磁體無需預留空間以避開繞組端部，軸向長度設計更為靈活。圖1標注了永磁磁勢的主磁路和磁分路路徑，分別為紅色實線箭頭和黑色虛線箭頭。在轉(zhuǎn)子N極導磁體與轉(zhuǎn)子S極導磁體間設置的環(huán)形導磁橋與轉(zhuǎn)子導磁體之間分別存在附加氣隙1、附加氣隙2。環(huán)形導磁橋內(nèi)嵌勵磁繞組，電勵磁磁勢主要經(jīng)導磁橋、附加氣隙1、N極導磁體、主氣隙、定子齒部及軛部、主氣隙、S極導磁體、附加氣隙2回到導磁橋完成閉合。

圖1 轉(zhuǎn)子磁分路HESM結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Configuration of the HESM with magnetic shunting rotor

磁分路的存在使得不施加勵磁電流時電機處于弱磁狀態(tài)。在施加某一方向勵磁電流時，電勵磁磁勢與永磁磁勢磁分路分量方向相反，電勵磁磁勢對主氣隙磁場起增磁作用，定義勵磁電流為正；反之，電勵磁磁勢與永磁磁勢磁分路分量方向相同，電勵磁磁勢對主氣隙磁場起弱磁作用，定義勵磁電流為負。改變電勵磁磁勢大小和方向可以改變主磁路磁通大小，實現(xiàn)氣隙磁場的調(diào)節(jié)。

勵磁電流的引入增加了磁場分布的復雜性，尤其是磁分路中的磁場分布特性。建立三維有限元仿真模型，關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。圖2為不同勵磁電流（if）下電機內(nèi)部磁場分布，可知勵磁電流對主磁路的磁場調(diào)節(jié)作用對磁分路磁場飽和程度有很大影響。施加負向勵磁電流if=-4A時，磁分路中存在局部飽和，如圖2（a）所示。隨著勵磁電流逐漸增大，磁分路飽和程度逐漸降低，勵磁電流if=4A時電勵磁磁勢基本抵消永磁磁勢磁分路分量，此時磁分路飽和程度最低，如圖2（c）所示。勵磁電流進一步增大，磁分路磁場反向，進一步增強主磁路磁場，勵磁電流if=8A時磁分路中再次出現(xiàn)局部飽和，如圖2（d）所示。

表1 轉(zhuǎn)子磁分路HESM基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of the HESM

圖2 轉(zhuǎn)子磁分路HESM不同勵磁電流下空載磁密分布Fig.2 No-load field density distribution of the HESM at different excitation current

2.2電樞反應磁場分析

切向磁鋼永磁同步電機（PMSM）電樞反應路徑示意如圖3所示，直軸電樞反應磁通直接作用于永磁體，交軸電樞反應磁通經(jīng)轉(zhuǎn)子導磁體閉合。轉(zhuǎn)子磁分路HESM由切向磁鋼PMSM發(fā)展而來，轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)變化電樞反應路徑也相應有所改變。

圖3 切向磁鋼永磁同步電機電樞反應路徑Fig.3 Armature reaction of PMSM with radial magnet

相比PMSM，轉(zhuǎn)子磁分路HESM直軸電樞反應磁場更為復雜。圖4（a）為僅施加直軸去磁電流時的磁密矢量圖，其中勵磁電流為零且將永磁體部分設置為空氣以避免電勵磁磁勢與永磁磁勢影響。由圖4（a）可知，直軸電樞反應磁通主要經(jīng)過延伸端和附加氣隙，與電勵磁磁勢磁路一致，以實線箭頭標注；少量磁通的路徑與永磁磁勢主磁路一致，即與圖3所示永磁同步電機直軸電樞反應路徑相同，以虛線箭頭標注。

圖4 轉(zhuǎn)子磁分路HESM不含勵磁源時的直軸電樞反應Fig.4 D-axis armature reaction of the HESM without excitation sources

圖4 （b）給出了對應的等效直軸磁路模型。其中Fad為直軸電樞磁勢分量；Kad為直軸電樞磁勢折合系數(shù)；RPM分別為永磁體等效磁阻；RN、RS分別為N極、S極導磁體非延伸端等效磁阻；RδN、RδS分別為N極、S極導磁體相對的主氣隙等效磁阻；Rt、Ry分別為定子齒部、軛部等效磁阻；Rm=RfN+RfS+Rfδ1+Rfδ2+Rcq，表示磁分路總等效磁阻，RfN、RfS分別為轉(zhuǎn)子N極、S極延伸端等效磁阻，Rfδ1、Rfδ2分別為附加氣隙1、附加氣隙2等效磁阻，Rcq為導磁橋等效磁阻。

圖5為實際永磁磁勢與電勵磁磁勢均存在時空載條件下計算得到的軸向磁分路磁阻Rm和永磁體磁阻RPM隨勵磁電流變化的曲線。可知，Rm小于RPM且明顯受到勵磁電流變化影響，與磁分路飽和情況受勵磁電流變化影響對應。結(jié)合圖4（b）和圖5可知，Rm大小對直軸電樞反應磁場有較大影響。

圖5 轉(zhuǎn)子磁分路HESM磁分路磁阻與永磁體磁阻Fig.5 Reluctance of magnetic shunt and permanent magnet

圖6 轉(zhuǎn)子磁分路HESM不含勵磁源時的交軸電樞反應Fig.6 Q-axis armature reaction of the HESM without excitation sources

圖6 （a）為僅施加交軸去磁電流時的磁密矢量圖，其中勵磁電流為零且將永磁體設置為空氣以避免電勵磁磁勢與永磁磁勢影響，可見軸向磁分路中磁通基本為零。圖6（b）給出了對應等效直軸磁路模型，其中Faq為交軸電樞磁勢分量，Kaq為交軸電樞磁勢折合系數(shù)。RN=RS<< Rm，交軸電樞反應磁通主要經(jīng)過轉(zhuǎn)子導磁體而基本不經(jīng)過轉(zhuǎn)子延伸端，以實線箭頭標注，與PMSM交軸電樞反應路徑一致。

2.3電感特性分析

轉(zhuǎn)子磁分路HESM由切向磁鋼PMSM發(fā)展而來，其電感特性相比更為復雜。利用三維有限元仿真軟件，獲得給定電流下的三相繞組自感與互感，通過坐標變換得到交、直軸同步電感。

去除轉(zhuǎn)子磁分路HESM延伸段可得到對應切向磁鋼PMSM。保持電樞電流相同，得到HESM與對應PMSM的交、直軸電感參數(shù)，如圖7所示。由圖7可知，HESM交軸電感特性與PMSM一致，且基本不受勵磁電流影響；HESM直軸電感大于PMSM，且隨勵磁電流變化而變化，勵磁電流if=4A時直軸電感最大。

圖7 HESM與PMSM Ld、Lq對比Fig.7 Comparison of Ld、Lqbetween HESM and PMSM

記凸極率ρ=Lq/Ld，圖8為HESM凸極率隨勵磁電流變化曲線及與PMSM凸極率的對比。HESM凸極率整體小于PMSM，if=4A時凸極率接近為1。

圖8 HESM與PMSM凸極率對比Fig.8 Comparison of saliency between HESM and PMSM

電樞電流變化影響電機內(nèi)磁場飽和程度，同步電感也隨之變化。借助有限元仿真軟件，采用“直接負載法”獲得發(fā)電狀態(tài)下HESM的穩(wěn)態(tài)參數(shù)[17]，如圖9所示。其中電機負載為純阻性負載，轉(zhuǎn)速為4600r/min。電樞電流增大，交、直軸同步電感減小。直軸同步電感Ld受到磁分路飽和程度影響，勵磁電流變化Ld變化較大，if=4A時Ld取得最大值；而交軸同步電感Lq受勵磁電流變化影響較小。

圖9 HESM同步電感隨電樞電流I變化曲線Fig.9 Simulated synchronous inductance of the HESM versus armature current

3 電感特性對電動運行的影響

3.1恒轉(zhuǎn)矩運行區(qū)

凸極永磁同步電機可以采用最大轉(zhuǎn)矩/電流控制以提高單位電流輸出的轉(zhuǎn)矩。轉(zhuǎn)子磁分路HESM控制方法主要參考永磁同步電機控制方法并結(jié)合勵磁電流控制。采用恒功率變換，dq軸系統(tǒng)中電磁轉(zhuǎn)矩Tem方程可簡化為:

其中，Ld、Lq分別為定子繞組的直軸、交軸電感；id、iq分別為分別為定子繞組電流的直軸、交軸分量；ψδ為等效主氣隙磁鏈，與PMSM的區(qū)別在于ψδ隨勵磁電流變化而變化。與PMSM相似，輸出轉(zhuǎn)矩可分為兩個分量，第一項定義為勵磁轉(zhuǎn)矩Tm，由永磁與電勵磁共同產(chǎn)生；第二項為磁阻轉(zhuǎn)矩Tr，由轉(zhuǎn)子凸極性產(chǎn)生。

記電流矢量is與交軸之間的角度為β。保持電樞電流有效值為150A不變，獲得PMSM和HESM電磁轉(zhuǎn)矩隨β變化曲線，如圖10。對比HESM（if=4A）與PMSM，兩者空載主氣隙磁密相當。可知勵磁轉(zhuǎn)矩相應一致，而凸極率減小使得HESM（if=4A）磁阻轉(zhuǎn)矩相比PMSM較小。而勵磁電流繼續(xù)增大，可以進一步提高相同電流下的轉(zhuǎn)矩輸出。

圖10 HESM與PMSM 電磁轉(zhuǎn)矩對比Fig.10 Comparison of torque between HESM and PMSM

3.2恒功率運行區(qū)

電動機端電壓達到極限電壓時，為在更高轉(zhuǎn)速下恒功率運行，需要進行弱磁控制。id=0控制下調(diào)節(jié)勵磁電流可以實現(xiàn)弱磁擴速，通過最大轉(zhuǎn)矩控制可以拓寬恒功率運行區(qū)域[19]。合理結(jié)合直軸電流弱磁控制可以進一步拓寬恒功率運行轉(zhuǎn)速范圍。

圖11為HESM與PMSM主氣隙磁密隨直軸電流變化曲線，其中交軸電流分量為零。HESM直軸電感增大提高了直軸去磁電流的弱磁效果。勵磁電流弱磁與直軸電流弱磁結(jié)合使得HESM弱磁擴速能力相比PMSM大大提高。運行于恒功率區(qū)，HESM弱磁所需直軸電流的減小可相應增大交軸電流分量，以提高轉(zhuǎn)矩輸出。

圖11 HESM與PMSM不同直軸電流下主氣隙磁密Fig.11 Comparison of main air-gap flux density between HESM and PMSM under different d-axis currents

3.3永磁體退磁分析

最大轉(zhuǎn)矩/電流與弱磁控制中施加直軸去磁電流，增加了永磁體退磁風險。PMSM中直軸電流直接作用于永磁體，而由前文分析，HESM直軸電樞反應磁路的變化使得直軸電流不完全直接作用于永磁體，永磁體退磁風險減小。

圖12為HESM與PMSM永磁體工作點隨直軸電流變化曲線，其中交軸電流分量為零?？梢娤嗤姌须娏飨聞畲烹娏鳒p小永磁體工作點上移，不易退磁；此外由圖11，獲得相同的弱磁效果，HESM所需直軸電流較小。因而HESM永磁體承受的不可逆退磁風險相比PMSM大大減小。

圖12 HESM與PMSM不同直軸電流下永磁體工作點Fig.12 Comparison of magnet flux density between HESM and PMSM under different d-axis currents

4 新型結(jié)構(gòu)拓撲電感特性對比分析

4.1結(jié)構(gòu)原理對比

在圖1單端導磁橋轉(zhuǎn)子磁分路HESM基礎上提出一種新型轉(zhuǎn)子磁分路拓撲結(jié)構(gòu)，如圖13所示，稱之內(nèi)置導磁橋轉(zhuǎn)子磁分路HESM。轉(zhuǎn)子N極導磁體與S極導磁體在兩端各自向內(nèi)側(cè)延伸，形成環(huán)形導磁體以提供旁路磁通路徑。環(huán)形導磁體與轉(zhuǎn)軸間設置內(nèi)嵌勵磁繞組的環(huán)形導磁橋，導磁橋與轉(zhuǎn)子N極導磁體與S極導磁體延伸端間分別存在附加氣隙以形成無刷勵磁結(jié)構(gòu)。

圖13 新型結(jié)構(gòu)拓撲示意圖Fig.13 Structural sketch of the novel topology

對比轉(zhuǎn)子磁分路HESM單端導磁橋和內(nèi)置導磁橋兩種拓撲結(jié)構(gòu)，單端導磁橋結(jié)構(gòu)導磁橋大小設計更為靈活，但增大了電機整體軸向長度；內(nèi)置導磁橋結(jié)構(gòu)利用轉(zhuǎn)子內(nèi)部空間可以減小電機軸向長度和重量，但為了實現(xiàn)無刷勵磁而采用內(nèi)外雙定子設計增加了結(jié)構(gòu)的復雜性。

圖14 兩種拓撲結(jié)構(gòu)主氣隙磁場調(diào)節(jié)特性對比Fig.14 Comparison of main air-gap flux density versus excitation current between two topologies

保證兩種結(jié)構(gòu)拓撲定子結(jié)構(gòu)尺寸、永磁體結(jié)構(gòu)尺寸、勵磁繞組匝數(shù)一致，圖14給出了主氣隙磁密大小隨勵磁電流變化曲線的對比，調(diào)磁特性基本一致。勵磁電流的磁場調(diào)節(jié)能力與磁分路的飽和程度密切相關，以勵磁電流if=4A為基準點，勵磁電流增大或減小，曲線均逐漸趨于平坦，表現(xiàn)出磁分路趨于飽和的特征。

4.2同步電感對比

由圖15可知，內(nèi)置導磁橋結(jié)構(gòu)電感特性與單端導磁橋結(jié)構(gòu)規(guī)律相同，勵磁電流變化，直軸電感呈現(xiàn)較大變化而交軸電感基本不變。盡管轉(zhuǎn)子拓撲結(jié)構(gòu)改變，但由磁路分析，磁場調(diào)節(jié)及電樞反應特性與圖4、圖6所述一致。

圖15 兩種拓撲結(jié)構(gòu)HESM Ld、Lq對比Fig.15 Comparison of Ld、Lqbetween two topologies

5 實驗驗證

圖16 24kW HESM樣機Fig.16 Prototype of 24kW HESM

研制了24kW單端導磁橋轉(zhuǎn)子磁分路HESM原理樣機，具體參數(shù)見表1。轉(zhuǎn)子N極導磁體、S極導磁體、導磁橋及勵磁繞組如圖16（a）所示，原理樣機總裝配圖如圖16（b）所示。

實驗中采用“直接負載法”測量電機穩(wěn)態(tài)飽和電感參數(shù)。“直接負載法”需要同時測得的量較多，其中主要難度在于功率角的測量，各個量的測量都對獲得的交、直軸同步電感的準確性有影響。電樞電流較小時，功率角較小，測量誤差對結(jié)果影響較大。圖17給出不同勵磁電流下交、直軸同步電感隨電樞電流變化的曲線?？芍?，電樞電流變化，交、直軸電感均受影響；直軸同步電感受勵磁電流變化影響較大，勵磁電流if=4A時數(shù)值最大；交軸電感受勵磁電流影響較小，電樞電流增大不同勵磁電流下的交軸電感差距減小。對比圖17與圖9，同步電感數(shù)值范圍及變化規(guī)律實驗結(jié)果與有限元仿真結(jié)果一致。

圖17 HESM同步電感隨電樞電流I變化實驗結(jié)果Fig.17 Measured synchronous inductance of the HESM versus armature current

6 結(jié)論

勵磁繞組與磁分路結(jié)構(gòu)的引入使得切向磁鋼轉(zhuǎn)子磁分路HESM電樞反應磁場及同步電感特性相比切向磁鋼PMSM大為不同。理論分析、三維有限元仿真及實驗相互印證得到以下結(jié)論:

（1）轉(zhuǎn)子磁分路HESM交軸電樞反應磁場與PMSM基本一致，且受勵磁電流變化影響較小，直軸電樞反應磁通主要經(jīng)過軸向磁分路閉合且受勵磁電流變化影響顯著；

（2）轉(zhuǎn)子磁分路HESM交軸同步電感與PMSM相同，直軸同步電感整體大于PMSM且受到勵磁電流變化影響，某一勵磁電流下軸向磁分路呈現(xiàn)最小飽和程度，此時直軸同步電感最大；

（3）轉(zhuǎn)子磁分路HESM直軸同步電感相比PMSM增大有利于提高電動運行時的弱磁擴速能力，相同弱磁效果所需直軸去磁電流減小且不完全直接作用于永磁體，減小了永磁體的不可逆退磁風險；

（4）轉(zhuǎn)子磁分路機理下，磁分路結(jié)構(gòu)變化基本不影響交軸同步電感特性，直軸同步電感數(shù)值上略有變化，但受勵磁電流變化影響的規(guī)律不變，勵磁電流增大，直軸同步電感先增大再減小。

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[18] Kong Liang, Wen Xuhui, Fan Tao. Influence of electric excitation path and field current on the inductances of parallel hybrid excitation machine[C]. International Conference on Electrical Machines and Systems, Beijing, China, 2011.

[19] Wang Wenjia, Zhang Zhuoran. Maximum torque control of hybrid excitation synchronous machine drives based on field current self-optimizing method[C]. Conference of the IEEE Industrial Electronics Society (IECON), Vienna, 2013.

Armature Reaction Field and Inductance Feature Analysis of a Hybrid Excitation Synchronous Machine With Magnetic Shunting Rotor

Dai Ji Zhang Zhuoran Mu Yang Liu Ye
（Jiangsu Provincial Key Laboratory of New Energy Generation and Power Conversion Nanjing University of Aeronautics and Astronautics Nanjing 210016 China）

An optimized hybrid excitation synchronous machine(HESM) with magnetic shunting rotor and brushless field excitation is proposed and flux density distribution is discussed. Armature reaction field and inductance feature of the machine is investigated in comparison with that of permanent magnet synchronous machine(PMSM). It is shown that introduction of excitation winding and magnetic shunting structure has significant effect on armature reaction field of the machine. Inductance feature is determined by the saturation of both axial and radial flux path which vary with field current and armature current. And on this basis, influence of inductance feature on motoring operation is analyzed and the risk of irreversible demagnetization of the magnets is estimated. A novel topology is presented and compared to search the influence of structure variation on inductance feature of the HESM. A 24kW prototype is developed, and the 3D finite element analysis(FEA) results in accordance with measured results validate the inductance variation of the HESM.

Armature reaction, finite element analysis, hybrid excitation, inductance feature, irreversible demagnetization, magnetic shunting rotor

戴 冀 男，1990年生，碩士研究生，研究方向為新型永磁電機及其混合勵磁技術。

國家自然科學基金項目（51277096），教育部“新世紀優(yōu)秀人才支持計劃資助”（NCET-13-0858）。

2011-04-22 改稿日期 2011-08-10

TM315

張卓然 男，1978年生，教授，博士生導師，研究方向為航空電源、新能源發(fā)電與驅(qū)動系統(tǒng)、特種電機設計與控制技術。