轉(zhuǎn)子磁分路混合勵(lì)磁同步電機(jī)電樞反應(yīng)磁場與電感特性研究

戴 冀 張卓然 沐 楊 劉 業(yè)

轉(zhuǎn)子磁分路混合勵(lì)磁同步電機(jī)電樞反應(yīng)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(xué)新能源發(fā)電與電能變換重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 南京 210016）

提出轉(zhuǎn)子磁分路混合勵(lì)磁同步電機(jī)（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(jī)（PMSM）的對比分析，研究了該電機(jī)的電樞反應(yīng)磁場和電感特性。勵(lì)磁繞組與磁分路結(jié)構(gòu)的引入對該電機(jī)電樞反應(yīng)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(lì)磁電流和電樞電流的影響。在此基礎(chǔ)上，分析了電感特性對其電動運(yùn)行的影響，評估了永磁體的不可逆退磁風(fēng)險(xiǎn)。對比研究了一種新型HESM拓?fù)浣Y(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(jī)，三維有限元仿真與實(shí)驗(yàn)對比驗(yàn)證了其同步電感的變化規(guī)律。

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

1 引言

混合勵(lì)磁同步電機(jī)同時(shí)具有永磁與電勵(lì)磁兩種磁勢源，結(jié)合了永磁同步電機(jī)與電勵(lì)磁同步電機(jī)的優(yōu)點(diǎn)。國內(nèi)外學(xué)者針對混合勵(lì)磁電機(jī)結(jié)構(gòu)拓?fù)?、?yōu)化設(shè)計(jì)和控制策略等方面進(jìn)行了深入研究，在風(fēng)力發(fā)電、飛機(jī)和車載電源等獨(dú)立發(fā)電領(lǐng)域和電動汽車驅(qū)動等領(lǐng)域的應(yīng)用取得了諸多進(jìn)展[1-5]。

混合勵(lì)磁電機(jī)結(jié)構(gòu)和運(yùn)行原理多樣，對該類型電機(jī)的命名、定義和分類也不盡相同。永磁磁勢與電勵(lì)磁磁勢同時(shí)存在，增加了混合勵(lì)磁電機(jī)磁路的復(fù)雜程度。根據(jù)磁路原理，永磁磁勢與電勵(lì)磁磁勢的關(guān)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(lì)磁同步電機(jī)（HESM）由傳統(tǒng)切向磁鋼永磁同步電機(jī)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(dǎo)磁體與轉(zhuǎn)子S極導(dǎo)磁體為永磁磁勢提供旁路磁通路徑以實(shí)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(yīng)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(yīng)磁場研究基礎(chǔ)上可以獲得電機(jī)的重要參數(shù)和性能指標(biāo)，如電機(jī)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(jī)性能分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)的重要依據(jù)，同時(shí)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(jī)交、直軸同步電感特性復(fù)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(fù)雜[16,17]。

混合勵(lì)磁電機(jī)由永磁電機(jī)發(fā)展而來，其電樞反應(yīng)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(dǎo)性作用。轉(zhuǎn)子磁分路HESM具有并聯(lián)磁路型混合勵(lì)磁電機(jī)典型特征，研究其電感特性同樣可以增加對該類型混合勵(lì)磁電機(jī)的電感特性的理解。引入勵(lì)磁繞組，兩種磁勢源同時(shí)存在增加了電機(jī)內(nèi)部磁場磁路的復(fù)雜程度，使得其同步電感特性相比永磁同步電機(jī)更為復(fù)雜[18]。

本文首先介紹針對文獻(xiàn)[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(lì)磁電流下電機(jī)內(nèi)部磁密分布。在交、直軸電樞反應(yīng)磁場特性研究基礎(chǔ)上獲得轉(zhuǎn)子磁分路HESM受勵(lì)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(yùn)行的影響并評估永磁體承受的不可逆退磁風(fēng)險(xiǎn)。提出一種導(dǎo)磁橋內(nèi)置式轉(zhuǎn)子磁分路HESM拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，對比分析了兩種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的運(yùn)行原理與同步電感特性。最后研制了原理樣機(jī)，理論分析、三維有限元仿真與實(shí)驗(yàn)對比驗(yàn)證了轉(zhuǎn)子磁分路HESM同步電感受勵(lì)磁電流與電樞電流影響的變化規(guī)律。

2 電樞反應(yīng)磁場與電感特性分析

2.1結(jié)構(gòu)與運(yùn)行原理

文獻(xiàn)[7]中提出的結(jié)構(gòu)為了增大導(dǎo)磁橋窗口面積，轉(zhuǎn)子N極導(dǎo)磁體外擴(kuò)呈喇叭狀擴(kuò)展，需要增加電機(jī)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?？梢妼?dǎo)磁體無需預(yù)留空間以避開繞組端部，軸向長度設(shè)計(jì)更為靈活。圖1標(biāo)注了永磁磁勢的主磁路和磁分路路徑，分別為紅色實(shí)線箭頭和黑色虛線箭頭。在轉(zhuǎn)子N極導(dǎo)磁體與轉(zhuǎn)子S極導(dǎo)磁體間設(shè)置的環(huán)形導(dǎo)磁橋與轉(zhuǎn)子導(dǎo)磁體之間分別存在附加氣隙1、附加氣隙2。環(huán)形導(dǎo)磁橋內(nèi)嵌勵(lì)磁繞組，電勵(lì)磁磁勢主要經(jīng)導(dǎo)磁橋、附加氣隙1、N極導(dǎo)磁體、主氣隙、定子齒部及軛部、主氣隙、S極導(dǎo)磁體、附加氣隙2回到導(dǎo)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(lì)磁電流時(shí)電機(jī)處于弱磁狀態(tài)。在施加某一方向勵(lì)磁電流時(shí)，電勵(lì)磁磁勢與永磁磁勢磁分路分量方向相反，電勵(lì)磁磁勢對主氣隙磁場起增磁作用，定義勵(lì)磁電流為正；反之，電勵(lì)磁磁勢與永磁磁勢磁分路分量方向相同，電勵(lì)磁磁勢對主氣隙磁場起弱磁作用，定義勵(lì)磁電流為負(fù)。改變電勵(lì)磁磁勢大小和方向可以改變主磁路磁通大小，實(shí)現(xiàn)氣隙磁場的調(diào)節(jié)。

勵(lì)磁電流的引入增加了磁場分布的復(fù)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(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。圖2為不同勵(lì)磁電流（if）下電機(jī)內(nèi)部磁場分布，可知?jiǎng)?lì)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(fù)向勵(lì)磁電流if=-4A時(shí)，磁分路中存在局部飽和，如圖2（a）所示。隨著勵(lì)磁電流逐漸增大，磁分路飽和程度逐漸降低，勵(lì)磁電流if=4A時(shí)電勵(lì)磁磁勢基本抵消永磁磁勢磁分路分量，此時(shí)磁分路飽和程度最低，如圖2（c）所示。勵(lì)磁電流進(jìn)一步增大，磁分路磁場反向，進(jìn)一步增強(qiáng)主磁路磁場，勵(lì)磁電流if=8A時(shí)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(lì)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(yīng)磁場分析

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

圖3 切向磁鋼永磁同步電機(jī)電樞反應(yīng)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(yīng)磁場更為復(fù)雜。圖4（a）為僅施加直軸去磁電流時(shí)的磁密矢量圖，其中勵(lì)磁電流為零且將永磁體部分設(shè)置為空氣以避免電勵(lì)磁磁勢與永磁磁勢影響。由圖4（a）可知，直軸電樞反應(yīng)磁通主要經(jīng)過延伸端和附加氣隙，與電勵(lì)磁磁勢磁路一致，以實(shí)線箭頭標(biāo)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(jī)直軸電樞反應(yīng)路徑相同，以虛線箭頭標(biāo)注。

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

圖4 （b）給出了對應(yīng)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(dǎo)磁體非延伸端等效磁阻；RδN、RδS分別為N極、S極導(dǎo)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(dǎo)磁橋等效磁阻。

圖5為實(shí)際永磁磁勢與電勵(lì)磁磁勢均存在時(shí)空載條件下計(jì)算得到的軸向磁分路磁阻Rm和永磁體磁阻RPM隨勵(lì)磁電流變化的曲線。可知，Rm小于RPM且明顯受到勵(lì)磁電流變化影響，與磁分路飽和情況受勵(lì)磁電流變化影響對應(yīng)。結(jié)合圖4（b）和圖5可知，Rm大小對直軸電樞反應(yīng)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(lì)磁源時(shí)的交軸電樞反應(yīng)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(shí)的磁密矢量圖，其中勵(lì)磁電流為零且將永磁體設(shè)置為空氣以避免電勵(lì)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(yīng)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(yīng)磁通主要經(jīng)過轉(zhuǎn)子導(dǎo)磁體而基本不經(jīng)過轉(zhuǎn)子延伸端，以實(shí)線箭頭標(biāo)注，與PMSM交軸電樞反應(yīng)路徑一致。

2.3電感特性分析

轉(zhuǎn)子磁分路HESM由切向磁鋼P(yáng)MSM發(fā)展而來，其電感特性相比更為復(fù)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(biāo)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(yīng)切向磁鋼P(yáng)MSM。保持電樞電流相同，得到HESM與對應(yīng)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(lì)磁電流影響；HESM直軸電感大于PMSM，且隨勵(lì)磁電流變化而變化，勵(lì)磁電流if=4A時(shí)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(lì)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(shí)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(jī)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(fù)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(jī)負(fù)載為純阻性負(fù)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(lì)磁電流變化Ld變化較大，if=4A時(shí)Ld取得最大值；而交軸同步電感Lq受勵(lì)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(yùn)行的影響

3.1恒轉(zhuǎn)矩運(yùn)行區(qū)

凸極永磁同步電機(jī)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(jī)控制方法并結(jié)合勵(lì)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(lì)磁電流變化而變化。與PMSM相似，輸出轉(zhuǎn)矩可分為兩個(gè)分量，第一項(xiàng)定義為勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩Tm，由永磁與電勵(lì)磁共同產(chǎn)生；第二項(xiàng)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(dāng)?？芍?jiǎng)?lì)磁轉(zhuǎn)矩相應(yīng)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(lì)磁電流繼續(xù)增大，可以進(jìn)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(yùn)行區(qū)

電動機(jī)端電壓達(dá)到極限電壓時(shí)，為在更高轉(zhuǎn)速下恒功率運(yùn)行，需要進(jìn)行弱磁控制。id=0控制下調(diào)節(jié)勵(lì)磁電流可以實(shí)現(xiàn)弱磁擴(kuò)速，通過最大轉(zhuǎn)矩控制可以拓寬恒功率運(yùn)行區(qū)域[19]。合理結(jié)合直軸電流弱磁控制可以進(jìn)一步拓寬恒功率運(yùn)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(lì)磁電流弱磁與直軸電流弱磁結(jié)合使得HESM弱磁擴(kuò)速能力相比PMSM大大提高。運(yùn)行于恒功率區(qū)，HESM弱磁所需直軸電流的減小可相應(yīng)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(fēng)險(xiǎn)。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(yīng)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(fēng)險(xiǎn)減小。

圖12為HESM與PMSM永磁體工作點(diǎn)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?lì)磁電流減小永磁體工作點(diǎn)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(fēng)險(xiǎn)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(diǎn)Fig.12 Comparison of magnet flux density between HESM and PMSM under different d-axis currents

4 新型結(jié)構(gòu)拓?fù)潆姼刑匦詫Ρ确治?/h2>

4.1結(jié)構(gòu)原理對比

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

圖13 新型結(jié)構(gòu)拓?fù)涫疽鈭DFig.13 Structural sketch of the novel topology

對比轉(zhuǎn)子磁分路HESM單端導(dǎo)磁橋和內(nèi)置導(dǎo)磁橋兩種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，單端導(dǎo)磁橋結(jié)構(gòu)導(dǎo)磁橋大小設(shè)計(jì)更為靈活，但增大了電機(jī)整體軸向長度；內(nèi)置導(dǎo)磁橋結(jié)構(gòu)利用轉(zhuǎn)子內(nèi)部空間可以減小電機(jī)軸向長度和重量，但為了實(shí)現(xiàn)無刷勵(lì)磁而采用內(nèi)外雙定子設(shè)計(jì)增加了結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性。

圖14 兩種拓?fù)浣Y(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?fù)涠ㄗ咏Y(jié)構(gòu)尺寸、永磁體結(jié)構(gòu)尺寸、勵(lì)磁繞組匝數(shù)一致，圖14給出了主氣隙磁密大小隨勵(lì)磁電流變化曲線的對比，調(diào)磁特性基本一致。勵(lì)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(guān)，以勵(lì)磁電流if=4A為基準(zhǔn)點(diǎn)，勵(lì)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(dǎo)磁橋結(jié)構(gòu)電感特性與單端導(dǎo)磁橋結(jié)構(gòu)規(guī)律相同，勵(lì)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?fù)浣Y(jié)構(gòu)改變，但由磁路分析，磁場調(diào)節(jié)及電樞反應(yīng)特性與圖4、圖6所述一致。

圖15 兩種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)HESM Ld、Lq對比Fig.15 Comparison of Ld、Lqbetween two topologies

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖16 24kW HESM樣機(jī)Fig.16 Prototype of 24kW HESM

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

實(shí)驗(yàn)中采用“直接負(fù)載法”測量電機(jī)穩(wěn)態(tài)飽和電感參數(shù)?！爸苯迂?fù)載法”需要同時(shí)測得的量較多，其中主要難度在于功率角的測量，各個(gè)量的測量都對獲得的交、直軸同步電感的準(zhǔn)確性有影響。電樞電流較小時(shí)，功率角較小，測量誤差對結(jié)果影響較大。圖17給出不同勵(lì)磁電流下交、直軸同步電感隨電樞電流變化的曲線?？芍姌须娏髯兓?，交、直軸電感均受影響；直軸同步電感受勵(lì)磁電流變化影響較大，勵(lì)磁電流if=4A時(shí)數(shù)值最大；交軸電感受勵(lì)磁電流影響較小，電樞電流增大不同勵(lì)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.17 Measured synchronous inductance of the HESM versus armature current

6 結(jié)論

勵(lì)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(yīng)磁場及同步電感特性相比切向磁鋼P(yáng)MSM大為不同。理論分析、三維有限元仿真及實(shí)驗(yàn)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(yīng)磁場與PMSM基本一致，且受勵(lì)磁電流變化影響較小，直軸電樞反應(yīng)磁通主要經(jīng)過軸向磁分路閉合且受勵(lì)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(lì)磁電流變化影響，某一勵(lì)磁電流下軸向磁分路呈現(xiàn)最小飽和程度，此時(shí)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(yùn)行時(shí)的弱磁擴(kuò)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(fēng)險(xiǎn)；

（4）轉(zhuǎn)子磁分路機(jī)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(lì)磁電流變化影響的規(guī)律不變，勵(lì)磁電流增大，直軸同步電感先增大再減小。

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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?yàn)樾滦陀来烹姍C(jī)及其混合勵(lì)磁技術(shù)。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51277096），教育部“新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計(jì)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(dǎo)師，研究方向?yàn)楹娇针娫?、新能源發(fā)電與驅(qū)動系統(tǒng)、特種電機(jī)設(shè)計(jì)與控制技術(shù)。