于豐源 陳 昊 閆文舉 劉永強(qiáng) 董林杰

寬窄定子極軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)的設(shè)計(jì)與分析

于豐源1,2陳 昊1,2閆文舉1,2劉永強(qiáng)1,2董林杰1,2

（1. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 徐州 221116 2. 徐州市新能源電動(dòng)車(chē)技術(shù)與裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 徐州 221116）

針對(duì)開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)存在轉(zhuǎn)矩密度較低、轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)較大的缺點(diǎn)，提出一種新型寬窄定子極軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)。該電機(jī)采用并行式雙定子結(jié)構(gòu)，左右定子盤(pán)通過(guò)共享一個(gè)轉(zhuǎn)子段保持短磁通路徑，定子齒極為寬極和窄極交錯(cuò)排列，集中式繞組纏繞在定子寬極上，定子窄極上則不纏繞繞組，僅為磁路提供磁通路徑。由于每個(gè)槽只放置一相繞組，使得繞組在磁、熱和機(jī)械上的隔離程度更高，保證了電機(jī)的可靠性。該文首先介紹所提電機(jī)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和運(yùn)行原理；根據(jù)功率方程設(shè)計(jì)了部分初始結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用有限元方法分析了尺寸參數(shù)對(duì)電機(jī)性能的影響，并利用田口算法對(duì)選取的4個(gè)關(guān)鍵尺寸參數(shù)進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化，改進(jìn)了電機(jī)性能；然后計(jì)算分析了所提電機(jī)結(jié)構(gòu)的動(dòng)、靜態(tài)性能；最后，制造了樣機(jī)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了所提電機(jī)結(jié)構(gòu)的有效性。

軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī) 有限元方法 多目標(biāo)優(yōu)化 電磁性能

0 引言

近年來(lái)，開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)（Switched Reluctance Motor, SRM）因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單堅(jiān)固、容錯(cuò)性能好且兼具較大的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩和較寬的調(diào)速范圍，被逐漸應(yīng)用在電動(dòng)汽車(chē)、航空航天和磁懸浮等領(lǐng)域[1-8]。但是由于開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)同時(shí)也存在轉(zhuǎn)矩密度較低、轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)較大的問(wèn)題，限制了其在現(xiàn)階段的大規(guī)模應(yīng)用。隨著近年來(lái)工業(yè)制造水平的提高，軸向磁通電機(jī)（Axial Flux Machine, AFM）由于具有軸向長(zhǎng)度短、功率密度高的優(yōu)點(diǎn)，逐步引起了人們的注意。AFM的種類(lèi)包括軸向磁通永磁電機(jī)、軸向磁通感應(yīng)電機(jī)和軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)等。學(xué)者們圍繞AFM的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、數(shù)學(xué)模型、優(yōu)化設(shè)計(jì)和控制策略等方面進(jìn)行了很多研究[9-11]。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)于軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)（Axial flux Switched Reluctance Motor, AFSRM）的研究，主要集中在新型拓?fù)涞奶岢觥⒔Y(jié)構(gòu)參數(shù)的設(shè)計(jì)優(yōu)化以及性能的分析對(duì)比上[12-22]。文獻(xiàn)[12]提出了一種四相8/6極模塊化軸向磁通SRM，定轉(zhuǎn)子均采用U型結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)了電負(fù)荷與磁負(fù)荷的解耦設(shè)計(jì)，有效提高了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩密度和效率。南京理工大學(xué)李強(qiáng)教授團(tuán)隊(duì)提出了一種轉(zhuǎn)子分塊型AFSRM結(jié)構(gòu)，基于等效磁路法推導(dǎo)了其三維數(shù)學(xué)模型，通過(guò)制造樣機(jī)證明了所提結(jié)構(gòu)在過(guò)載條件下具有良好的性能[13-14]。文獻(xiàn)[15]提出了一種6/4極單定子單轉(zhuǎn)子AFSRM，設(shè)計(jì)了關(guān)鍵尺寸參數(shù)，并與傳統(tǒng)徑向磁通SRM做了比較，表明在相同工況下所提AFSRM結(jié)構(gòu)能夠輸出更高的轉(zhuǎn)矩；同時(shí)對(duì)比了單定子與雙定子AFSRM結(jié)構(gòu)的軸向電磁力，表明雙定子AFSRM結(jié)構(gòu)具有減小轉(zhuǎn)子軸向電磁力的作用。印度理工大學(xué)專(zhuān)家提出并設(shè)計(jì)了一種新型12/16極雙分塊轉(zhuǎn)子AFSRM結(jié)構(gòu)，通過(guò)三維有限元法和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的有效性；隨后提出了一種改進(jìn)型12/8極雙分塊轉(zhuǎn)子AFSRM結(jié)構(gòu)，獲得了更寬的恒功率轉(zhuǎn)速范圍，并采用偏移相鄰分塊轉(zhuǎn)子段距離的方法有效降低了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)[16-17]。韓國(guó)慶星大學(xué)Lee Dong-Hee教授團(tuán)隊(duì)提出了一種單定子單轉(zhuǎn)子集中繞組AFSRM結(jié)構(gòu)，保持轉(zhuǎn)矩輸出能力的同時(shí)節(jié)省了銅體積，具有鐵耗低、軸向長(zhǎng)度短的優(yōu)點(diǎn)，但是由于繞組安裝在單側(cè)定子上，在其運(yùn)行過(guò)程中一直存在不平衡的磁拉力，會(huì)影響電機(jī)的使用壽命[18]。

此外，還有學(xué)者通過(guò)改進(jìn)電機(jī)鐵心材料來(lái)提高AFSRM的轉(zhuǎn)矩密度。華中科技大學(xué)曲榮海教授團(tuán)隊(duì)將有取向硅鋼作為電機(jī)鐵心材料應(yīng)用在一種集中繞組雙定子分塊定子AFSRM上，研究表明有取向硅鋼材料的應(yīng)用能夠有效提升SRM的轉(zhuǎn)矩密度，但有取向硅鋼材料也存在成本較高的問(wèn)題[19-20]。

英國(guó)紐卡斯?fàn)柎髮W(xué)B.C.Mecrow教授在2003年提出了一種12/10寬窄定子極SRM（Wide-Narrow StatorPole SRM, WNS-SRM）結(jié)構(gòu)，在保證與傳統(tǒng)12/8極SRM相同輸出功率的同時(shí)，降低了銅重[23]。隨后，文獻(xiàn)[24]提出了一種6/5極分塊轉(zhuǎn)子WNS-SRM，仿真分析和實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明了在保持相同定子外徑的條件下，相比于傳統(tǒng)12/8極SRM，所提6/5極分塊轉(zhuǎn)子WNS-SRM可以產(chǎn)生更高的轉(zhuǎn)矩。江蘇大學(xué)孫曉東教授團(tuán)隊(duì)詳細(xì)比較了不同轉(zhuǎn)子極數(shù)下WNS-SRM結(jié)構(gòu)性能差異，并通過(guò)制造一臺(tái)16/10極的WNS-SRM樣機(jī)驗(yàn)證了電機(jī)性能[25]。文獻(xiàn)[22]將這種寬窄定子極分塊轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)應(yīng)用在12/10/12極雙定子SRM上，并與傳統(tǒng)12/8/12極雙定子SRM做了性能對(duì)比。結(jié)果表明這種結(jié)構(gòu)不僅在低速區(qū)域運(yùn)行效率更高，而且得益于較低的銅重，提升了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩/功率密度。

本文在對(duì)文獻(xiàn)[20, 23, 26]進(jìn)行深入研究的基礎(chǔ)上，綜合AFSRM和WNS-AFSRM的優(yōu)點(diǎn)，提出了一種新型寬窄定子極雙定子AFSRM（Wide-Narrow Pole Double Stator AFSRM, WNS-AFSRM）。本文首先介紹了所提電機(jī)的結(jié)構(gòu)和運(yùn)行原理，給出了電機(jī)功率方程，介紹了設(shè)計(jì)方法，并通過(guò)田口算法對(duì)電機(jī)關(guān)鍵尺寸參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，確定了電機(jī)的最終結(jié)構(gòu)參數(shù)；然后詳細(xì)分析了電機(jī)的動(dòng)靜態(tài)性能，包括磁通密度特性、磁鏈特性、轉(zhuǎn)矩特性和電感特性等，并與一臺(tái)單定子結(jié)構(gòu)的WNS-AFSRM做了性能對(duì)比；最后，制造了樣機(jī)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了所提電機(jī)新型結(jié)構(gòu)的有效性。

1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與原理

圖1所示為新型三相12槽10極WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)示意圖。從圖1中可以看出，新型WNS-AFSRM采用并行式雙定子結(jié)構(gòu)，在本文中被稱(chēng)為左、右定子，兩個(gè)定子各有12個(gè)極，齒極相對(duì)地放置在內(nèi)轉(zhuǎn)子兩側(cè)，兩個(gè)定子共用一套轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。定子極分為寬極和窄極，其中寬極為勵(lì)磁極，窄極為輔助極，從圖1b中可以看出，繞組配置采用集中繞組的聯(lián)結(jié)方式，纏繞在勵(lì)磁極上，單個(gè)定子槽內(nèi)只存在一相繞組。為了降低損耗，內(nèi)轉(zhuǎn)子由10個(gè)相同的轉(zhuǎn)子鐵心塊嵌入在不導(dǎo)磁不導(dǎo)電的轉(zhuǎn)子盤(pán)中組成，轉(zhuǎn)子盤(pán)由環(huán)氧樹(shù)脂層壓材料制成。外定子結(jié)構(gòu)散熱方便，可獲得較大的散熱面積；內(nèi)轉(zhuǎn)子質(zhì)量輕，表面無(wú)凹凸，圓環(huán)形的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)比傳統(tǒng)凸極形狀的SRM具有更低的風(fēng)阻，損耗更小。

圖1 新型12槽10極WNS-AFSRM整體結(jié)構(gòu)示意圖

為了更直觀地觀察電機(jī)繞組聯(lián)結(jié)方式和磁通路徑，將三維結(jié)構(gòu)的WNS-AFSRM在外徑處沿圓周方向展開(kāi)成直線電機(jī)形式，如圖2所示。繞組采用集中式繞組配置，單側(cè)定子采用NNNSSS的繞組配置方式，相對(duì)的左右定子勵(lì)磁方向相反。

圖2 WNS-AFSRM繞組配置示意圖

如圖2的繞組結(jié)構(gòu)所示，每相線圈分為四個(gè)左定子槽和四個(gè)右定子槽，左、右定子勵(lì)磁相反。在一側(cè)定子中，徑向垂直相對(duì)的線圈相互串聯(lián)，然后再和另一側(cè)定子中相同位置的繞組相串聯(lián)成為一相。共分成A、B、C三相，由三相不對(duì)稱(chēng)半橋功率電路進(jìn)行控制。A相繞組控制電流可產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)矩，B、C相分別位于距A相旋轉(zhuǎn)方向的60°和120°位置。由于左右定子的激勵(lì)相反，WNS-AFSRM具有不同于傳統(tǒng)AFSRM的電磁特性。圖3a和圖3b分別顯示電機(jī)對(duì)齊和不對(duì)齊位置的磁通路徑。從圖3a可以看出，在不對(duì)齊位置左右定子產(chǎn)生的磁通相互抵消，作為磁通抵消的結(jié)果，低的不對(duì)齊電感幾乎不受飽和影響，能獲得較小的不對(duì)齊磁鏈。從圖3b可以看出，在對(duì)齊位置，左右定子產(chǎn)生的磁通路徑相互疊加。

圖3 特殊位置WNS-AFSRM磁通路徑示意圖

所提新型WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)具有以下特點(diǎn)：①采用端部繞組不重疊、線圈端部較短的集中繞組布局，每個(gè)槽只放置一相繞組，使得繞組在磁、熱和機(jī)械上的隔離程度更高。②外定子結(jié)構(gòu)可獲得較大的散熱面積，雙定子結(jié)構(gòu)能有效地減小電機(jī)轉(zhuǎn)子軸向電磁力。③由于不對(duì)齊位置左右定子產(chǎn)生的磁通相互抵消，電機(jī)具有較小的不對(duì)齊磁鏈，獲得了良好的最大、最小電感比。④所有分段轉(zhuǎn)子嵌入由環(huán)氧樹(shù)脂層壓材料制成的轉(zhuǎn)子支架中，圓環(huán)形的轉(zhuǎn)子盤(pán)能降低風(fēng)阻，抑制振動(dòng)。

為了初步驗(yàn)證WNS-AFSRM的磁通路徑和運(yùn)行原理，在有限元軟件Altair Flux中建立了將電機(jī)沿外徑處展開(kāi)的二維直線電機(jī)模型。圖4給出了對(duì)B相繞組施加30A電流時(shí)，電機(jī)對(duì)齊與不對(duì)齊特殊位置的磁力線分布圖?？梢?jiàn)磁通路徑僅經(jīng)過(guò)相鄰定、轉(zhuǎn)子齒極閉合，這種短磁路的設(shè)計(jì)能有效提高電機(jī)的電磁利用率并降低鐵耗。

圖4 WNS-AFSRM特殊位置磁力線分布圖

2 電機(jī)設(shè)計(jì)與優(yōu)化

2.1 設(shè)計(jì)指標(biāo)與設(shè)計(jì)原則

新型WNS-AFSRM的設(shè)計(jì)性能指標(biāo)見(jiàn)表1。額定功率為1 250W，額定轉(zhuǎn)速為600r/min，且能夠恒功率調(diào)速到1 000r/min。

表1 新型WNS-AFSRM設(shè)計(jì)性能指標(biāo)

Tab.1 Parameters of the drive system of the WNS-AFSRM

由文獻(xiàn)[20]可知，雙定子、單轉(zhuǎn)子型AFSRM電機(jī)功率方程為

式中，a和u分別為電機(jī)在對(duì)齊位置與不對(duì)齊位置的電感值。電機(jī)電負(fù)荷和磁負(fù)荷方程可分別表示為

式中，ph為每相繞組匝數(shù)；為電機(jī)相數(shù)；i為相繞組電流；p為相電流峰值；0為真空磁導(dǎo)率；為電機(jī)單邊氣隙長(zhǎng)度。

因此，當(dāng)電機(jī)的電、磁負(fù)荷和轉(zhuǎn)速確定后，AFSRM輸出功率僅與最大、最小電感比值和徑向表面積有關(guān)，而與電機(jī)軸向長(zhǎng)度無(wú)關(guān)[16, 20]。這與傳統(tǒng)徑向磁通SRM的輸出功率還和鐵心軸向疊壓長(zhǎng)度有關(guān)不同。本文設(shè)定o為175mm，i為101mm。

為了保證電機(jī)在不同半徑處的槽滿率，在定子內(nèi)徑處的槽寬仍能滿足繞線要求，因此定子槽采用平行槽結(jié)構(gòu)。即在不同半徑下的定轉(zhuǎn)子槽寬為定值，而定子極弧角度是一個(gè)隨半徑變化的變量。同時(shí)為了保證定轉(zhuǎn)子極的接觸面積，轉(zhuǎn)子槽同樣也采用平行槽結(jié)構(gòu)。假設(shè)半徑為i，則定子寬極極弧角度可以表示為

式中，s為定子極數(shù)，本文取12；so為定子槽寬。則定子窄極極弧角度可以表示為

轉(zhuǎn)子極弧角度可以表示為

式中，r為轉(zhuǎn)子分塊數(shù)，本文取10；ro為轉(zhuǎn)子槽寬。

同理，定子寬極極靴、定子窄極極靴和轉(zhuǎn)子極靴極弧角度可以分別表示為

式中，sso為定子極靴槽寬；rso為轉(zhuǎn)子極靴槽寬。為了保證不對(duì)齊位置處的磁阻最大，使電機(jī)獲得最小的不對(duì)齊位置電感，要有sso=rso[16,20]。為表述清楚，后文統(tǒng)一用sro來(lái)表示定轉(zhuǎn)子極靴槽寬。

綜合徑向磁通寬窄定子極SRM和雙定子AFSRM的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則[16,20,28]，所提新型WNS-AFSRM的設(shè)計(jì)規(guī)則總結(jié)如下：①為了保證電機(jī)在不同半徑處的槽滿率，在內(nèi)徑處的槽寬仍能滿足繞線要求，定轉(zhuǎn)子槽采用平行槽結(jié)構(gòu)；②因?yàn)閮蓚€(gè)輔助極將承載一個(gè)勵(lì)磁極的回流磁通量，勵(lì)磁極寬度應(yīng)為輔助極寬度的2倍；③為了保證轉(zhuǎn)子或定子都不會(huì)對(duì)不對(duì)齊位置磁導(dǎo)率造成影響，轉(zhuǎn)子段之間的間隙寬度應(yīng)等于定子槽開(kāi)口的寬度；④為了保證定子極極體與極尖的磁通密度相等，勵(lì)磁定子極體的寬度應(yīng)等于對(duì)齊位置上一個(gè)轉(zhuǎn)子段與齒尖重疊寬度的兩倍。

圖5給出了電機(jī)主要尺寸參數(shù)示意圖，圖6給出了設(shè)計(jì)流程。

圖5 電機(jī)尺寸參數(shù)示意圖

圖6 WNS-AFSRM設(shè)計(jì)流程

2.2 結(jié)構(gòu)尺寸變化對(duì)電機(jī)性能的影響

在推導(dǎo)了電機(jī)功率、電負(fù)荷和磁負(fù)荷方程，并根據(jù)圖6所示的流程完成了對(duì)電機(jī)尺寸參數(shù)的初始設(shè)計(jì)后，通過(guò)修改部分結(jié)構(gòu)參數(shù)可以獲得不同的電機(jī)輸出效果。本文采用有限元分析的方法來(lái)分析結(jié)構(gòu)尺寸變化對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出性能的影響。首先選取定子軛高sy、定子槽寬so、定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro、轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs、轉(zhuǎn)子極長(zhǎng)rp和轉(zhuǎn)子槽寬ro六個(gè)參數(shù)，分析單一參數(shù)變化對(duì)輸出轉(zhuǎn)矩情況的影響。

圖7a～圖12a為單獨(dú)給A相繞組施加額定電流（30A）時(shí)，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨尺寸參數(shù)變化的情況；圖7b～圖12b則給出了電流從0增加到40A時(shí)，平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩值隨尺寸參數(shù)變化的情況。每次分析都保持其他參數(shù)固定，而只改變所分析參數(shù)的數(shù)值。

圖7 不同定子軛高lsy對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩的影響

對(duì)于不同的定子軛高sy，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖7所示。由圖7a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，不同的定子軛高sy對(duì)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形影響較大；圖7b的平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨電流變化結(jié)果證明隨著定子軛高sy從8mm增加到14mm，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩是逐漸增大的，但增加的趨勢(shì)在12mm后逐漸放緩，即在一定范圍內(nèi)增大sy是有利于提升靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的。同時(shí)過(guò)大的sy會(huì)導(dǎo)致鐵心材料增加，進(jìn)而造成電機(jī)質(zhì)量和成本增加。綜合考慮轉(zhuǎn)矩輸出能力和電機(jī)質(zhì)量，定子軛高sy選擇為12mm。

對(duì)于不同的定子槽寬so，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖8所示。由圖8a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，不同的定子槽寬度so對(duì)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形影響較大；圖8b的平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨電流變化結(jié)果證明定子槽寬so從19mm減小到13mm時(shí)，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩是逐漸增大的。但是過(guò)小的so會(huì)導(dǎo)致鐵心材料的增加和線圈繞制空間的減小。

對(duì)于不同的定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖9所示。圖9b的平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨電流變化結(jié)果證明定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro從4mm增加到6mm時(shí)，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩變化幅度不大，但由圖9a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，不同的定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro對(duì)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)平滑系數(shù)度較大。

圖8 不同定子槽寬wso對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩的影響

圖9 不同定轉(zhuǎn)子極靴槽寬wsro對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩的影響

對(duì)于不同的轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖10所示。由圖10a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，不同的轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs對(duì)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)平滑系數(shù)度較大。圖10b的平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨電流變化結(jié)果證明轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs從1mm增加到5mm時(shí)，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩變化幅度不大。

圖10 不同轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)lrs對(duì)電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的影響

對(duì)于不同的轉(zhuǎn)子極長(zhǎng)rp，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖11所示。由圖11a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，隨著轉(zhuǎn)子極長(zhǎng)rp從15mm增加到22mm，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩是逐漸增大的，但增大的趨勢(shì)逐漸放緩。即在一定范圍內(nèi)增大rp是有利于提升靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的。過(guò)大的rp會(huì)導(dǎo)致質(zhì)量和成本增加，而且還會(huì)增大電機(jī)軸向長(zhǎng)度。

圖11 不同轉(zhuǎn)子極寬lrp對(duì)電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的影響

對(duì)于不同的轉(zhuǎn)子極槽寬ro，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子位置的變化如圖12所示。由圖12a可以看出，當(dāng)施加30A電流時(shí)，不同的轉(zhuǎn)子極槽寬ro對(duì)轉(zhuǎn)矩波形的影響較小；圖12b的平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩隨電流變化結(jié)果證明轉(zhuǎn)子極槽寬ro從10mm增加到15mm時(shí)，靜態(tài)轉(zhuǎn)矩變化幅度同樣較小。

圖12 不同轉(zhuǎn)子槽寬wro對(duì)電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的影響

2.3 關(guān)鍵尺寸參數(shù)優(yōu)化

通過(guò)分析對(duì)上述6個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的單一參數(shù)掃描結(jié)果，發(fā)現(xiàn)除轉(zhuǎn)子極槽寬ro對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩性能影響不顯著外，其余5個(gè)參數(shù)均有一定影響。同時(shí)由于定子軛高sy的變化趨勢(shì)是單調(diào)的，綜合考慮轉(zhuǎn)矩輸出能力和電機(jī)質(zhì)量，定子軛高sy設(shè)定為12mm。因此最終選取了定子槽寬so、定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro、轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs和轉(zhuǎn)子極長(zhǎng)rp四個(gè)參數(shù)，通過(guò)多目標(biāo)優(yōu)化來(lái)改善電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出性能。

對(duì)于傳統(tǒng)徑向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)，在設(shè)計(jì)時(shí)，一般將定轉(zhuǎn)子極寬（極弧角度/系數(shù)）作為優(yōu)化轉(zhuǎn)矩特性的重要指標(biāo)[28-29]。對(duì)于分塊轉(zhuǎn)子SRM，有學(xué)者通過(guò)優(yōu)化轉(zhuǎn)子形狀來(lái)改善電機(jī)轉(zhuǎn)矩波形，文獻(xiàn)[29]提出了一種通過(guò)改變轉(zhuǎn)子塊形狀來(lái)優(yōu)化電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩的方法，借助有限元仿真改善了電機(jī)靜態(tài)電感曲線，顯著降低了電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩平滑系數(shù)是衡量電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩輸出能力的重要指標(biāo)?？紤]到所提WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)是作為電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)應(yīng)用，需要同時(shí)滿足高平均轉(zhuǎn)矩和低轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)的要求。因此以平均靜態(tài)轉(zhuǎn)矩最大、轉(zhuǎn)矩平滑系數(shù)最大作為優(yōu)化目標(biāo)；定子槽寬so、定轉(zhuǎn)子極靴槽寬sro、轉(zhuǎn)子極靴長(zhǎng)rs和轉(zhuǎn)子極長(zhǎng)rp四個(gè)參數(shù)為設(shè)計(jì)變量，進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

電機(jī)轉(zhuǎn)矩平滑系數(shù)可由式（11）得到。

電機(jī)在額定條件下的輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)是電機(jī)的關(guān)鍵性能指標(biāo)，目標(biāo)函數(shù)為

田口實(shí)驗(yàn)法能夠在一次實(shí)驗(yàn)中分配多個(gè)控制因子和分析目標(biāo)，使各個(gè)控制因子在分析過(guò)程中具有相同的權(quán)重。并且實(shí)驗(yàn)中所建立的田口正交表能夠使試驗(yàn)以最少的次數(shù)確定各個(gè)控制因子的最優(yōu)組合，可以有效減少實(shí)驗(yàn)次數(shù)，節(jié)省優(yōu)化時(shí)間，近年來(lái)已經(jīng)被廣泛應(yīng)用在電機(jī)優(yōu)化設(shè)計(jì)中[30-31]。表1列出了4個(gè)變量的設(shè)計(jì)取值，每個(gè)參數(shù)考慮了變量極限，在適當(dāng)?shù)姆秶鷥?nèi)選取了4個(gè)水平值。本文選擇了正交表L16(44)，與傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法的44=256次仿真相比，使用帶有L16(44)的田口正交表只需執(zhí)行16次仿真，大大節(jié)約了優(yōu)化時(shí)間。

表1 設(shè)計(jì)變量取值

Tab.1 Values of the design variables

根據(jù)優(yōu)化函數(shù)（12）和有限元求解器與田口算法相結(jié)合的結(jié)果，結(jié)果顯示當(dāng)取A2B3C4D1，即so、rso、rp、rs分別為16mm、5.5mm、20mm和2mm時(shí)，目標(biāo)函數(shù)結(jié)果最大，轉(zhuǎn)矩效果最好。初始參數(shù)組合與優(yōu)化參數(shù)組合下的電機(jī)靜態(tài)與合成轉(zhuǎn)矩波形對(duì)比如圖13所示。

圖13 優(yōu)化前后轉(zhuǎn)矩波形對(duì)比

圖13給出了初始參數(shù)組合和優(yōu)化后參數(shù)組合的轉(zhuǎn)矩對(duì)比結(jié)果。其中圖13a為靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形，可以發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后方案的靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形更接近于“平頂波”；圖13b給出了電機(jī)在每相導(dǎo)通寬度為14.4°下的合成轉(zhuǎn)矩波形，能夠發(fā)現(xiàn)經(jīng)過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)子塊形狀進(jìn)行優(yōu)化，合成峰值轉(zhuǎn)矩由34.21N×m降至31.01N×m，合成波谷轉(zhuǎn)矩由19.46N×m增至21.71N×m。轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)由優(yōu)化前的63.1%降低到37.9%，降低了39.9%；平均轉(zhuǎn)矩從23.40N×m略微增加到24.48N×m，增加了4.6%，驗(yàn)證了本文所用優(yōu)化方法的效果。經(jīng)過(guò)本節(jié)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，所提NWS-AFSRM的最終尺寸參數(shù)見(jiàn)表2給出。

表2 新型WNS-AFSRM樣機(jī)參數(shù)

Tab.2 The parameters of the WNS-AFSRM prototype

（續(xù)）

3 電機(jī)動(dòng)靜態(tài)性能分析與對(duì)比

3.1 靜態(tài)性能分析

由表2給出的電機(jī)最終尺寸參數(shù)，在Altair Flux軟件中建立了電機(jī)的三維有限元模型，利用有限元方法分析了電機(jī)性能。圖14給出了NWS-AFSRM有限元模型和剖分結(jié)果，其中氣隙部分剖分得更加精確。

圖14 WNS-AFSRM有限元模型及剖分結(jié)果

圖15給出了電機(jī)在完全對(duì)齊與完全不對(duì)齊位置的磁通密度分布云圖。由圖15a可以看出，在完全不對(duì)齊位置，轉(zhuǎn)子塊鐵心的磁通密度很小，只在轉(zhuǎn)子極靴間處出現(xiàn)了磁飽和，磁通密度越往轉(zhuǎn)子塊中心處越小，證明出現(xiàn)了磁通抵消，同時(shí)定轉(zhuǎn)子極靴起到了良好的導(dǎo)磁作用；圖15b給出了在完全對(duì)齊位置電機(jī)的磁通密度云圖，可以看出，磁通密度均勻地分布在定子軛部、定子寬窄極和轉(zhuǎn)子塊中，左右定子的磁通密度分布幾乎相同，左右定子通過(guò)共享轉(zhuǎn)子來(lái)實(shí)現(xiàn)短磁通路徑，一定程度上證明了雙定子WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)的有效性。

圖15 電機(jī)特殊位置的磁通密度分布云圖

圖16為電機(jī)在不同電流激勵(lì)下的靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形，可以看出電機(jī)在30A處的轉(zhuǎn)矩波形近似于“平頂波”，證明了所設(shè)計(jì)電機(jī)具有良好的靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形。圖17、圖18分別給出了電機(jī)的磁鏈和電感特性。

圖16 電機(jī)靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形

圖17 電機(jī)磁鏈特性

圖18 電機(jī)電感波形

3.2 動(dòng)態(tài)性能分析

為了驗(yàn)證所提新型WNS-AFSRM的動(dòng)態(tài)性能，在Matlab/Simulink中搭建了新型WNS-AFSRM的仿真模型，選用三相不對(duì)稱(chēng)半橋功率變換器作為電機(jī)繞組功率變換電路。

圖19給出了電機(jī)在斬波控制（CCC）方式下的相繞組電流和轉(zhuǎn)矩曲線。電機(jī)轉(zhuǎn)速為600r/min，設(shè)置開(kāi)通角和關(guān)斷角分別為-0.5°和14.4°，繞組斬波限為25A。由圖19可知，電機(jī)的平均轉(zhuǎn)矩為20.0N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)僅為26.56%。

圖19 CCC控制策略下相電流和轉(zhuǎn)矩波形

圖20給出了電機(jī)在角度位置控制（APC）模式下的相繞組電流和轉(zhuǎn)矩曲線。電機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000r/min，設(shè)置開(kāi)通角和關(guān)斷角分別為-2.4°和12°。由圖20可知，電機(jī)的平均轉(zhuǎn)矩為12N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)為97.35%。

圖19和圖20的電機(jī)動(dòng)態(tài)性能仿真結(jié)果證明了所提新型WNS-AFSRM達(dá)到了設(shè)計(jì)目標(biāo)，且得益于在額定電流附近接近“平頂波”的靜態(tài)轉(zhuǎn)矩波形，電機(jī)在的額定工作點(diǎn)很好地抑制了轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

3.3 性能比較

為了驗(yàn)證所提雙定子NWS-AFSRM的優(yōu)點(diǎn)，本小節(jié)進(jìn)行了性能比較。首先與文獻(xiàn)[18]中所提單定子NWS-AFSRM對(duì)比了轉(zhuǎn)子所受軸向磁拉力，然后就轉(zhuǎn)矩密度與文獻(xiàn)[23]所提傳統(tǒng)徑向磁通NWS-SRM做了對(duì)比。

首先，建立了單定子NWS-AFSRM的有限元模型，定子尺寸和所提雙定子NWS-AFSRM一致，僅微調(diào)了轉(zhuǎn)子塊形狀和部分幾何參數(shù)[18]。圖21給出了單定子NWS-AFSRM的有限元模型。

圖21 單定子WNS-AFSRM有限元模型

圖22給出了在一個(gè)轉(zhuǎn)子極距內(nèi)，施加30A電流激勵(lì)時(shí)，雙定子與單定子NWS-AFSRM的轉(zhuǎn)子軸向電磁力對(duì)比圖。由圖22可知，單定子WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)在轉(zhuǎn)子部分產(chǎn)生了顯著的軸向電磁力，轉(zhuǎn)子處于不對(duì)稱(chēng)位置時(shí)的軸向磁拉力最大，達(dá)到了1 689.8N，即使在對(duì)齊位置處，轉(zhuǎn)子軸向磁拉力也有366.6N。而雙定子WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)在轉(zhuǎn)子部分則幾乎不產(chǎn)生軸向電磁力。可見(jiàn)雙定子WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)能夠有效平衡電機(jī)轉(zhuǎn)子在軸向上的電磁拉力。

圖22 兩種WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子軸向磁拉力對(duì)比

然后，利用有限元軟件建立了傳統(tǒng)徑向磁通12/10極NWS-SRM模型，保持定子外徑為175mm，鐵心長(zhǎng)度為94.8mm，氣隙長(zhǎng)度為0.4mm。圖23給出了傳統(tǒng)徑向磁通NWS-SRM的有限元模型。

圖23 徑向磁通12/10極NWS-SRM模型

圖24給出了兩臺(tái)NWS-SRM樣機(jī)的磁鏈對(duì)比結(jié)果。表3詳細(xì)比較了三相12/10極軸向與徑向NWS-SRM樣機(jī)的性能。

圖24 兩臺(tái)WNS-SRM樣機(jī)磁鏈對(duì)比

由圖24可知，兩臺(tái)電機(jī)的對(duì)齊位置電感幾乎相等，但是NWS-AFSRM具有更低的不對(duì)齊電感，驗(yàn)證了NWS-AFSRM在不對(duì)齊位置產(chǎn)生了磁通抵消效果，獲得了較大的最大最小電感比。此外，由表3可知，NWS-AFSRM的銅重略大于NWS-SRM，但在鐵心質(zhì)量、總質(zhì)量和單位質(zhì)量平均轉(zhuǎn)矩上更具優(yōu)勢(shì)，可見(jiàn)，NWS-AFSRM的轉(zhuǎn)矩密度更大，驗(yàn)證了所提NWS-AFSRM結(jié)構(gòu)提升了電機(jī)的轉(zhuǎn)矩密度。

表3 兩臺(tái)WNS-SRM樣機(jī)性能對(duì)比×

Tab.3 Performance comparison of two kinds of WNS-SRM

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所提新型WNS-AFSRM結(jié)構(gòu)的有效性和之前的仿真結(jié)果，根據(jù)第2節(jié)中獲得的電機(jī)最終尺寸參數(shù)，加工制造了一臺(tái)樣機(jī)，并搭建了相應(yīng)的測(cè)試平臺(tái)。圖25給出了樣機(jī)定轉(zhuǎn)子、控制臺(tái)和實(shí)驗(yàn)臺(tái)的照片。WNS-AFSRM實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由樣機(jī)、轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器和磁粉制動(dòng)器組成。SRM控制系統(tǒng)主要包括位置檢測(cè)電路、控制器DSP28335、驅(qū)動(dòng)電路、A-D轉(zhuǎn)換電路、電流傳感器、電壓傳感器和電源。

圖25 新型WNS-AFSRM樣機(jī)及測(cè)試平臺(tái)

首先測(cè)量了新型WNS-AFSRM的單相靜態(tài)磁鏈特性。以A相繞組為例，先將電機(jī)轉(zhuǎn)子通過(guò)磁粉制動(dòng)器固定在不同的位置角，然后對(duì)A相繞組施加電壓，當(dāng)繞組電流達(dá)到40A時(shí)，關(guān)斷開(kāi)關(guān)管。得到了對(duì)齊與不對(duì)齊位置下的電壓電流波形，如圖26所示。根據(jù)SRM靜態(tài)磁鏈計(jì)算公式，新型WNS-AFSRM的磁化曲線如圖27所示。

圖26 磁鏈測(cè)量實(shí)驗(yàn)中不同轉(zhuǎn)子位置處電壓電流波形

圖27 仿真與實(shí)驗(yàn)磁鏈波形對(duì)比

由圖27可以發(fā)現(xiàn)在不對(duì)齊位置的實(shí)測(cè)磁鏈結(jié)果與有限元仿真結(jié)果有較好的吻合度，在對(duì)齊位置的結(jié)果則有一定的誤差，這可能是由于機(jī)械加工制造問(wèn)題導(dǎo)致的，但誤差仍然在可接受的范圍內(nèi)。

為了驗(yàn)證第3節(jié)所述的動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果，還對(duì)所提出的NWS-AFSRM進(jìn)行了動(dòng)態(tài)性能實(shí)驗(yàn)，電機(jī)在600 r/min的CCC模式和1 000 r/min的APC控制策略下實(shí)測(cè)的電流電壓波形如圖28所示。其中通道1為繞組電壓波形，通道2、3、4則分別為電機(jī)三相繞組電流波形。CCC模式下給定斬波電流為25A?？梢?jiàn)，圖28所示的動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與圖19和圖20中的仿真結(jié)果表現(xiàn)出了良好的一致性，驗(yàn)證了上述仿真結(jié)果的有效性。

圖28 電機(jī)動(dòng)態(tài)電壓電流波形

5 結(jié)論

本文借鑒了寬窄定子極SRM結(jié)構(gòu)和雙定子軸向磁通SRM結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，提出了一種具有寬窄定子極結(jié)構(gòu)的新型雙定子軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)。總結(jié)如下：

1）左右定子通過(guò)共用一個(gè)轉(zhuǎn)子塊保持了短磁通路徑，磁通在不對(duì)齊位置相互抵消，獲得了可觀的最大最小電感比。

2）采用單一變量法分析了關(guān)鍵尺寸參數(shù)變化對(duì)電機(jī)額定輸出轉(zhuǎn)矩性能的影響，并且利用田口算法進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化，使NWS-AFSRM的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)降低了39.9%，平均轉(zhuǎn)矩提升了4.6%。

3）采用三維有限元方法將所提雙定子NWS-AFSRM結(jié)構(gòu)與單定子NWS-AFSRM進(jìn)行了性能對(duì)比，結(jié)果表明并行式雙定子NWS-AFSRM結(jié)構(gòu)能夠有效減小轉(zhuǎn)子所受軸向磁拉力，提高了電機(jī)的可靠性。

最后，結(jié)合樣機(jī)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，進(jìn)一步驗(yàn)證了所提結(jié)構(gòu)的有效性和有限元分析的準(zhǔn)確性。同時(shí)，需要指出的是，所提新型結(jié)構(gòu)同樣存在不足之處：一是槽內(nèi)空間相對(duì)較小，不易提高電機(jī)的磁動(dòng)勢(shì)；二是所提方案對(duì)加工和裝配工藝提出了更高的要求，轉(zhuǎn)子盤(pán)兩側(cè)氣隙的安裝精確度直接關(guān)系著電機(jī)性能的發(fā)揮。

[1] 閆文舉, 陳昊, 馬小平, 等. 不同轉(zhuǎn)子極數(shù)下磁場(chǎng)解耦型雙定子開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)的研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2021, 36(14): 2945-2956. Yan Wenju, Chen Hao, Ma Xiaoping, et al. Development and investigation on magnetic field decoupling double stator switched reluctance machine with different rotor pole numbers[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(14): 2945-2956.

[2] Ding Wen, Bian He, Song Kaidi, et al. Enhancement of a 12/4 hybrid-excitation switched reluctance machine with both segmented-stator and-rotor[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2021, 68(10): 9229-9241.

[3] 閆文舉, 陳昊, 劉永強(qiáng), 等. 一種用于電動(dòng)汽車(chē)磁場(chǎng)解耦型雙定子開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)的新型功率變換器[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2021, 36(24): 5081-5091. Yan Wenju, Chen Hao, Liu Yongqiang, et al. A novel power converter on magnetic field decoupling double stator switched reluctance machine for electric vehicles[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(24): 5081-5091.

[4] 許愛(ài)德, 任萍, 陳加貴, 等. 基于電感特殊位置點(diǎn)的開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子位置檢測(cè)及誤差補(bǔ)償[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(8): 1613-1623. Xu Aide, Ren Ping, Chen Jiagui, et al. Rotor position detection and error compensation of switched reluctance motor based on special inductance position[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(8): 1613-1623.

[5] 卿龍, 王惠民, 葛興來(lái). 一種高效率開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)抑制方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(9): 1912-1920. Qing Long, Wang Huimin, Ge Xinglai. A high efficiency torque ripple suppression method for switched reluctance motor[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(9): 1912-1920.

[6] 匡斯建, 張小平, 劉蘋(píng), 等. 基于相電感非飽和區(qū)定位的開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)無(wú)位置傳感器控制方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(20): 4296-4305. Kuang Sijian, Zhang Xiaoping, Liu Ping, et al. Sensorless control method for switched reluctance motors based on locations of phase inductance characteristic points[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(20): 4296-4305.

[7] 阮俊峰, 楊明發(fā), 周海鴻. 基于瞬時(shí)轉(zhuǎn)矩控制的開(kāi)關(guān)磁阻電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)抑制研究[J]. 電氣技術(shù), 2019, 20(4): 37-41. Ruan Junfeng, Yang Mingfa, Zhou Haihong. Torque ripple minimization for switched reluctance motor based on DITC[J]. Electrical Engineering, 2019, 20(4): 37-41.

[8] 孫玉坤, 袁野, 黃永紅, 等. 磁懸浮開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)及其關(guān)鍵技術(shù)發(fā)展綜述[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(22): 1-8. Sun Yukun, Yuan Ye, Huang Yonghong, et al. Development of the bearingless switched reluctance motor and its key technologies[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(22): 1-8.

[9] 徐妲, 林明耀, 付興賀, 等. 混合勵(lì)磁軸向磁場(chǎng)磁通切換型永磁電機(jī)靜態(tài)特性[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(2): 58-63. Xu Da, Lin Mingyao, Fu Xinghe, et al. Static characteristics of novel hybrid axial field flux-switching PM machines[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(2): 58-63.

[10] 徐磊, 朱孝勇, 張超, 等. 磁極徑向組合軸向磁場(chǎng)永磁電機(jī)轉(zhuǎn)矩品質(zhì)分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2021, 41(6): 1971-1982. Xu Lei, Zhu Xiaoyong, Zhang Chao, et al. Torque quality analysis and optimization design of axial field machine with radial combined permanent magnet poles[J]. Proceedings of the CSEE, 2021, 41(6): 1971-1982.

[11] He Mingjie, Li Weiye, Peng Jun, et al. Multi-layer quasi three-dimensional equivalent model of axial-flux permanent magnet synchronous machine[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2021, 5(1): 3-12.

[12] 顏建虎, 汪盼, 費(fèi)晨. 模塊化開(kāi)關(guān)磁阻式橫向磁通電機(jī)設(shè)計(jì)與分析[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2018, 38(22): 6723-6729. Yan Jianhu, Wang Pan, Fei Chen. Design and analysis of modular switch reluctance transverse flux machines[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(22): 6723-6729.

[13] Sun Wei, Li Qiang, Sun Le, et al. Study on magnetic shielding for performance improvement of axial-field dual-rotor segmented switched reluctance machine[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2021, 5(1): 50-61.

[14] Sun Wei, Li Qiang, Sun Le, et al. Development and investigation of novel axial-field dual-rotor segmented switched reluctance machine[J]. IEEE Transactions on Transportation Electrification, 2021, 7(2): 754-765.

[15] Arihara H, Akatsu K. Basic properties of an axial-type switched reluctance motor[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2013, 49(1): 59-65.

[16] Madhavan R, Fernandes B G. Axial flux segmented SRM with a higher number of rotor segments for electric vehicles[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2013, 28(1): 203-213.

[17] Madhavan R, Fernandes B G. Performance improve-ment in the axial flux-segmented rotor-switched reluctance motor[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2014, 29(3): 641-651.

[18] Wang Bo, Lee D H, Ahn J W. Characteristic analysis of a novel segmental rotor axial field switched reluctance motor with single teeth winding[C]//2014 IEEE International Conference on Industrial Technology, Busan, Korea (South), 2014: 175-180.

[19] 馬霽旻, 王杜, 曲榮海, 等. 基于有取向硅鋼的軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)準(zhǔn)三維解析分析與設(shè)計(jì)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2018, 33(17): 4069-4077. Ma Jimin, Wang Du, Qu Ronghai, et al. Quasi-three-dimensional analysis and design of an axial flux switched reluctance motor based on grain oriented silicon steel[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(17): 4069-4077.

[20] 馬霽旻. 基于有取向硅鋼的軸向磁通開(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)分析和設(shè)計(jì)[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2017.

[21] Daldaban F, Ustkoyuncu N. New disc type switched reluctance motor for high torque density[J]. Energy Conversion and Management, 2007, 48(8): 2424-2431.

[22] Torkaman H, Ghaheri A, Keyhani A. Axial flux switched reluctance machines: a comprehensive review of design and topologies[J]. IET Electric Power Applications, 2019, 13(3): 310-321.

[23] Mecrow B C, El-Kharashi E A, Finch J W, et al. Segmental rotor switched reluctance motors with single-tooth windings[J]. IEE Proceedings - Electric Power Applications, 2003, 150(5): 591.

[24] Xu Zhenyao, Lee D H, Ahn J W. Design and operation characteristics of a novel switched reluctance motor with a segmental rotor[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2016, 52(3): 2564-2572.

[25] Sun Xiaodong, Diao Kaikai, Lei Gang, et al. Study on segmented-rotor switched reluctance motors with different rotor pole numbers for BSG system of hybrid electric vehicles[J]. IEEE Transactions on Vehicular Technology, 2019, 68(6): 5537-5547.

[26] Diao Kaikai, Sun Xiaodong, Lei Gang, et al. Multimode optimization of switched reluctance machines in hybrid electric vehicles[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2021, 36(3): 2217-2226.

[27] Cosoroaba E, Bostanci E, Li Yinan, et al. Comparison of winding configurations in double-stator switched reluctance machines[J]. IET Electric Power Applications, 2017, 11(8): 1407-1415.

[28] Sun Qingguo, Wu Jianhua, Gan Chun, et al. DSSRM design with multiple pole arcs optimization for high torque and low torque ripple applications[J]. IEEE Access, 2018, 6: 27166-27175.

[29] Wang Wei, Luo Mengying, Cosoroaba E, et al. Rotor shape investigation and optimization of double stator switched reluctance machine[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2015, 51(3): 1-4.

[30] Chen Hao, Yan Wenju, Gu J J, et al. Multiobjective optimization design of a switched reluctance motor for low-speed electric vehicles with a taguchi–CSO algorithm[J]. IEEE/ASME Transactions on Mechatronics, 2018, 23(4): 1762-1774.

[31] Yan Wenju, Chen Hao, Liao Shuo, et al. Design of a low-ripple double-modular-stator switched reluctance machine for electric vehicle applications[J]. IEEE Transactions on Transportation Electrification, 2021, 7(3): 1349-1358.

Design and Characteristic Analysis of a Wide-Narrow Stator Poles Axial Flux Switched Reluctance Machine

Yu Fengyuan1,2Chen Hao1,2Yan Wenju1,2Liu Yongqiang1,2Dong Linjie1,2

（1. School of Electrical Engineering China University of Mining and Technology Xuzhou 221116 China 2. Xuzhou Key Laboratory of New Energy Electric Vehicle Technology and Equipment Xuzhou 221116 China）

In recent years, switched reluctance motors (SRM) have been applied in electric vehicles and aerospace due to their simple and robust structure, good fault tolerance, large starting torque, and wide speed range. However, the low torque density and high torque ripple have limited their large-scale application. With the improvement of industrial manufacturing level, the axial flux motor (AFM) has gradually attracted attention due to its shorter axial length and higher power density. In this paper, a novel wide-narrow stator-pole axial flux SRM (WNS-AFSRM) is proposed and investigated.

Firstly, the topology and operating principle of the WNS-AFSRM are introduced. The motor has a parallel double-stator structure in which the left and right stator discs maintain a short magnetic path by sharing one single rotor segment. The stator teeth are staggered between the wide and narrow poles, with concentrated windings wound on the wide stator poles and no windings on the narrow stator poles. Hence, better magnetic, thermal and mechanical isolation is achieved, and the reliability of the WNS-AFSRM is ensured. Secondly, the design flow chart is presented, the power equation is also given, and the initial structural parameters of the WNS-AFSRM are determined. The three-dimensional finite element method is employed to analyze the influence of six key dimensional parameters on the torque output capability. Then, four parameters with a considerable impact are selected, and the Taguchi algorithm is carried out to optimize these four key dimensional parameters to improve motor performance. Comparing the torque waveforms before and after the optimization shows that the maximum synthetic torque decreases from 34.21N·m to 31.01N·m, while the minimum synthetic torque increases from 19.46N·m to 21.71N·m. Thus, the torque ripple has been reduced by 39.9% from 63.1% to 37.9%. Besides, the average torque increases from 23.40N·m to 24.48N·m with an increment of 4.6%.

Thirdly, the static and dynamic performance of the WNS-AFSRM is simulated, and the performance is compared with two other motors. The radial electromagnetic force is compared with a single-stator WNS-AFSRM under the same outer diameter.It is demonstrated that the proposed double-stator WNS-AFSRM structure could effectively reduce the unbalanced axial electromagnetic force of the rotor. Moreover, a comprehensive performance comparison is conducted with a radial flux SRM with the same wide-and-narrow stator-poles structure under the same outer diameter and axial length. It can be found that the inductance at the aligned position is almost equal for both motors, but the NWS-AFSRM has a lower unaligned inductance. In addition, the core mass, total mass and average torque per unit mass of the NWS-AFSRM are more significant than that of the NWS-SRM, verifying the increased torque density of the proposed NWS-AFSRM. Finally, the final dimensional parameters are given, and a 1.25kW prototype is manufactured. The measured static flux linkage and dynamic current waveforms verify the correctness of the finite element and simulation results.

The following conclusions can be drawn from the simulation and experimental results: (1) The left and right stators maintain short magnetic path by sharing a common rotor segment, and the magnetic flux cancels each other at the unaligned position to obtain an appreciable maximum-minimum inductance ratio. (2) The influence of variations in vital dimensional parameters on the rated output torque performance is analyzed using the single variable method, and the multi-objective Taguchi optimization algorithm results in a 39.9% reduction in torque ripple and a 4.6% increase in average torque for the NWS-AFSRM. (3) The proposed double-stator NWS-AFSRM structure is compared with the single-stator NWS-AFSRM using the three-dimensional finite element method. The results show that the proposed structure could effectively reduce the unbalanced axial electromagnetic force and improve the reliability of the motor.

Axial flux switched reluctance motor, finite element method, multiobjective optimization, electromagnetic performance

國(guó)家自然科學(xué)基金國(guó)際（地區(qū)）合作與交流項(xiàng)目-2019年度國(guó)家自然科學(xué)基金委員會(huì)與埃及科學(xué)研究技術(shù)院合作研究項(xiàng)目（51961145401）和徐州市推動(dòng)科技創(chuàng)新專(zhuān)項(xiàng)資金項(xiàng)目-創(chuàng)新能力建設(shè)計(jì)劃（KC21315）資助。

2021-10-21

2022-01-17

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211668

TM352

于豐源 男，1993年生，博士研究生，研究方向?yàn)殚_(kāi)關(guān)磁阻電機(jī)系統(tǒng)及其控制。E-mail：cumt_yfy@163.com

陳 昊 男，1969年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樾滦碗姍C(jī)系統(tǒng)及其控制。E-mail：hchen@cumt.edu.cn（通信作者）

（編輯 郭麗軍）