戴 冀 张卓然 沐 杨 刘 业

转子磁分路混合励磁同步电机电枢反应磁场与电感特性研究

戴 冀 张卓然 沐 杨 刘 业

（江苏省南京航空航天大学新能源发电与电能变换重点实验室 南京 210016）

提出转子磁分路混合励磁同步电机（HESM）的优化结构，探讨了磁场分布特性。通过与永磁同步电机（PMSM）的对比分析，研究了该电机的电枢反应磁场和电感特性。励磁绕组与磁分路结构的引入对该电机电枢反应磁场特性影响显著。电感特性由主磁路和磁分路的饱和程度共同决定，受到励磁电流和电枢电流的影响。在此基础上，分析了电感特性对其电动运行的影响，评估了永磁体的不可逆退磁风险。对比研究了一种新型HESM拓扑结构以研究结构变化对电感特性的影响。最后，研制了24kW转子磁分路HESM原理样机，三维有限元仿真与实验对比验证了其同步电感的变化规律。

电枢反应 有限元分析 混合励磁 电感特性 不可逆退磁 转子磁分路

1 引言

混合励磁同步电机同时具有永磁与电励磁两种磁势源，结合了永磁同步电机与电励磁同步电机的优点。国内外学者针对混合励磁电机结构拓扑、优化设计和控制策略等方面进行了深入研究，在风力发电、飞机和车载电源等独立发电领域和电动汽车驱动等领域的应用取得了诸多进展[1-5]。

混合励磁电机结构和运行原理多样，对该类型电机的命名、定义和分类也不尽相同。永磁磁势与电励磁磁势同时存在，增加了混合励磁电机磁路的复杂程度。根据磁路原理，永磁磁势与电励磁磁势的关系主要分为三类:串联磁势、并联磁势和并列磁势[6]。转子磁分路混合励磁同步电机（HESM）由传统切向磁钢永磁同步电机发展而来，利用软磁材料的磁各向同性，轴向延伸转子N极导磁体与转子S极导磁体为永磁磁势提供旁路磁通路径以实现磁分路作用[7]。从磁路原理上分类属于并联磁势型，转子具有轴向导磁能力。

电枢反应是电枢磁势对主气隙磁场的作用，不仅影响气隙磁场的分布和大小，而且影响永磁体的工作状态[8]。在电枢反应磁场研究基础上可以获得电机的重要参数和性能指标，如电机电感[9-12]、转子涡流损耗[13]、不平衡磁拉力[14]等。电感参数是永磁电机性能分析和优化设计的重要依据，同时也是其驱动系统控制策略重要影响因素之一[9,15]。永磁同步电机交、直轴同步电感特性复杂，不仅受到磁路的饱和程度影响，更存在交、直轴磁路之间的交叉耦合现象，因而仿真与测试方法复杂[16,17]。

混合励磁电机由永磁电机发展而来，其电枢反应磁场及电感特性的研究对本体优化和驱动控制有指导性作用。转子磁分路HESM具有并联磁路型混合励磁电机典型特征，研究其电感特性同样可以增加对该类型混合励磁电机的电感特性的理解。引入励磁绕组，两种磁势源同时存在增加了电机内部磁场磁路的复杂程度，使得其同步电感特性相比永磁同步电机更为复杂[18]。

本文首先介绍针对文献[7]中转子磁分路HESM结构的不足所提出的优化结构，分析了不同励磁电流下电机内部磁密分布。在交、直轴电枢反应磁场特性研究基础上获得转子磁分路HESM受励磁电流影响下的同步电感特性，继而分析电感特性对其电动运行的影响并评估永磁体承受的不可逆退磁风险。提出一种导磁桥内置式转子磁分路HESM拓扑结构，对比分析了两种拓扑结构的运行原理与同步电感特性。最后研制了原理样机，理论分析、三维有限元仿真与实验对比验证了转子磁分路HESM同步电感受励磁电流与电枢电流影响的变化规律。

2 电枢反应磁场与电感特性分析

2.1结构与运行原理

文献[7]中提出的结构为了增大导磁桥窗口面积，转子N极导磁体外扩呈喇叭状扩展，需要增加电机轴向长度以避开绕组端部。针对上述不足，提出转子外径不变轴向延伸的结构，如图1所示。可见导磁体无需预留空间以避开绕组端部，轴向长度设计更为灵活。图1标注了永磁磁势的主磁路和磁分路路径，分别为红色实线箭头和黑色虚线箭头。在转子N极导磁体与转子S极导磁体间设置的环形导磁桥与转子导磁体之间分别存在附加气隙1、附加气隙2。环形导磁桥内嵌励磁绕组，电励磁磁势主要经导磁桥、附加气隙1、N极导磁体、主气隙、定子齿部及轭部、主气隙、S极导磁体、附加气隙2回到导磁桥完成闭合。

图1 转子磁分路HESM结构示意图Fig.1 Configuration of the HESM with magnetic shunting rotor

磁分路的存在使得不施加励磁电流时电机处于弱磁状态。在施加某一方向励磁电流时，电励磁磁势与永磁磁势磁分路分量方向相反，电励磁磁势对主气隙磁场起增磁作用，定义励磁电流为正；反之，电励磁磁势与永磁磁势磁分路分量方向相同，电励磁磁势对主气隙磁场起弱磁作用，定义励磁电流为负。改变电励磁磁势大小和方向可以改变主磁路磁通大小，实现气隙磁场的调节。

励磁电流的引入增加了磁场分布的复杂性，尤其是磁分路中的磁场分布特性。建立三维有限元仿真模型，关键结构参数如表1所示。图2为不同励磁电流（if）下电机内部磁场分布，可知励磁电流对主磁路的磁场调节作用对磁分路磁场饱和程度有很大影响。施加负向励磁电流if=-4A时，磁分路中存在局部饱和，如图2（a）所示。随着励磁电流逐渐增大，磁分路饱和程度逐渐降低，励磁电流if=4A时电励磁磁势基本抵消永磁磁势磁分路分量，此时磁分路饱和程度最低，如图2（c）所示。励磁电流进一步增大，磁分路磁场反向，进一步增强主磁路磁场，励磁电流if=8A时磁分路中再次出现局部饱和，如图2（d）所示。

表1 转子磁分路HESM基本参数Tab.1 Basic parameters of the HESM

图2 转子磁分路HESM不同励磁电流下空载磁密分布Fig.2 No-load field density distribution of the HESM at different excitation current

2.2电枢反应磁场分析

切向磁钢永磁同步电机（PMSM）电枢反应路径示意如图3所示，直轴电枢反应磁通直接作用于永磁体，交轴电枢反应磁通经转子导磁体闭合。转子磁分路HESM由切向磁钢PMSM发展而来，转子结构变化电枢反应路径也相应有所改变。

图3 切向磁钢永磁同步电机电枢反应路径Fig.3 Armature reaction of PMSM with radial magnet

相比PMSM，转子磁分路HESM直轴电枢反应磁场更为复杂。图4（a）为仅施加直轴去磁电流时的磁密矢量图，其中励磁电流为零且将永磁体部分设置为空气以避免电励磁磁势与永磁磁势影响。由图4（a）可知，直轴电枢反应磁通主要经过延伸端和附加气隙，与电励磁磁势磁路一致，以实线箭头标注；少量磁通的路径与永磁磁势主磁路一致，即与图3所示永磁同步电机直轴电枢反应路径相同，以虚线箭头标注。

图4 转子磁分路HESM不含励磁源时的直轴电枢反应Fig.4 D-axis armature reaction of the HESM without excitation sources

图4 （b）给出了对应的等效直轴磁路模型。其中Fad为直轴电枢磁势分量；Kad为直轴电枢磁势折合系数；RPM分别为永磁体等效磁阻；RN、RS分别为N极、S极导磁体非延伸端等效磁阻；RδN、RδS分别为N极、S极导磁体相对的主气隙等效磁阻；Rt、Ry分别为定子齿部、轭部等效磁阻；Rm=RfN+RfS+Rfδ1+Rfδ2+Rcq，表示磁分路总等效磁阻，RfN、RfS分别为转子N极、S极延伸端等效磁阻，Rfδ1、Rfδ2分别为附加气隙1、附加气隙2等效磁阻，Rcq为导磁桥等效磁阻。

图5为实际永磁磁势与电励磁磁势均存在时空载条件下计算得到的轴向磁分路磁阻Rm和永磁体磁阻RPM随励磁电流变化的曲线。可知，Rm小于RPM且明显受到励磁电流变化影响，与磁分路饱和情况受励磁电流变化影响对应。结合图4（b）和图5可知，Rm大小对直轴电枢反应磁场有较大影响。

图5 转子磁分路HESM磁分路磁阻与永磁体磁阻Fig.5 Reluctance of magnetic shunt and permanent magnet

图6 转子磁分路HESM不含励磁源时的交轴电枢反应Fig.6 Q-axis armature reaction of the HESM without excitation sources

图6 （a）为仅施加交轴去磁电流时的磁密矢量图，其中励磁电流为零且将永磁体设置为空气以避免电励磁磁势与永磁磁势影响，可见轴向磁分路中磁通基本为零。图6（b）给出了对应等效直轴磁路模型，其中Faq为交轴电枢磁势分量，Kaq为交轴电枢磁势折合系数。RN=RS<< Rm，交轴电枢反应磁通主要经过转子导磁体而基本不经过转子延伸端，以实线箭头标注，与PMSM交轴电枢反应路径一致。

2.3电感特性分析

转子磁分路HESM由切向磁钢PMSM发展而来，其电感特性相比更为复杂。利用三维有限元仿真软件，获得给定电流下的三相绕组自感与互感，通过坐标变换得到交、直轴同步电感。

去除转子磁分路HESM延伸段可得到对应切向磁钢PMSM。保持电枢电流相同，得到HESM与对应PMSM的交、直轴电感参数，如图7所示。由图7可知，HESM交轴电感特性与PMSM一致，且基本不受励磁电流影响；HESM直轴电感大于PMSM，且随励磁电流变化而变化，励磁电流if=4A时直轴电感最大。

图7 HESM与PMSM Ld、Lq对比Fig.7 Comparison of Ld、Lqbetween HESM and PMSM

记凸极率ρ=Lq/Ld，图8为HESM凸极率随励磁电流变化曲线及与PMSM凸极率的对比。HESM凸极率整体小于PMSM，if=4A时凸极率接近为1。

图8 HESM与PMSM凸极率对比Fig.8 Comparison of saliency between HESM and PMSM

电枢电流变化影响电机内磁场饱和程度，同步电感也随之变化。借助有限元仿真软件，采用“直接负载法”获得发电状态下HESM的稳态参数[17]，如图9所示。其中电机负载为纯阻性负载，转速为4600r/min。电枢电流增大，交、直轴同步电感减小。直轴同步电感Ld受到磁分路饱和程度影响，励磁电流变化Ld变化较大，if=4A时Ld取得最大值；而交轴同步电感Lq受励磁电流变化影响较小。

图9 HESM同步电感随电枢电流I变化曲线Fig.9 Simulated synchronous inductance of the HESM versus armature current

3 电感特性对电动运行的影响

3.1恒转矩运行区

凸极永磁同步电机可以采用最大转矩/电流控制以提高单位电流输出的转矩。转子磁分路HESM控制方法主要参考永磁同步电机控制方法并结合励磁电流控制。采用恒功率变换，dq轴系统中电磁转矩Tem方程可简化为:

其中，Ld、Lq分别为定子绕组的直轴、交轴电感；id、iq分别为分别为定子绕组电流的直轴、交轴分量；ψδ为等效主气隙磁链，与PMSM的区别在于ψδ随励磁电流变化而变化。与PMSM相似，输出转矩可分为两个分量，第一项定义为励磁转矩Tm，由永磁与电励磁共同产生；第二项为磁阻转矩Tr，由转子凸极性产生。

记电流矢量is与交轴之间的角度为β。保持电枢电流有效值为150A不变，获得PMSM和HESM电磁转矩随β变化曲线，如图10。对比HESM（if=4A）与PMSM，两者空载主气隙磁密相当。可知励磁转矩相应一致，而凸极率减小使得HESM（if=4A）磁阻转矩相比PMSM较小。而励磁电流继续增大，可以进一步提高相同电流下的转矩输出。

图10 HESM与PMSM 电磁转矩对比Fig.10 Comparison of torque between HESM and PMSM

3.2恒功率运行区

电动机端电压达到极限电压时，为在更高转速下恒功率运行，需要进行弱磁控制。id=0控制下调节励磁电流可以实现弱磁扩速，通过最大转矩控制可以拓宽恒功率运行区域[19]。合理结合直轴电流弱磁控制可以进一步拓宽恒功率运行转速范围。

图11为HESM与PMSM主气隙磁密随直轴电流变化曲线，其中交轴电流分量为零。HESM直轴电感增大提高了直轴去磁电流的弱磁效果。励磁电流弱磁与直轴电流弱磁结合使得HESM弱磁扩速能力相比PMSM大大提高。运行于恒功率区，HESM弱磁所需直轴电流的减小可相应增大交轴电流分量，以提高转矩输出。

图11 HESM与PMSM不同直轴电流下主气隙磁密Fig.11 Comparison of main air-gap flux density between HESM and PMSM under different d-axis currents

3.3永磁体退磁分析

最大转矩/电流与弱磁控制中施加直轴去磁电流，增加了永磁体退磁风险。PMSM中直轴电流直接作用于永磁体，而由前文分析，HESM直轴电枢反应磁路的变化使得直轴电流不完全直接作用于永磁体，永磁体退磁风险减小。

图12为HESM与PMSM永磁体工作点随直轴电流变化曲线，其中交轴电流分量为零。可见相同电枢电流下励磁电流减小永磁体工作点上移，不易退磁；此外由图11，获得相同的弱磁效果，HESM所需直轴电流较小。因而HESM永磁体承受的不可逆退磁风险相比PMSM大大减小。

图12 HESM与PMSM不同直轴电流下永磁体工作点Fig.12 Comparison of magnet flux density between HESM and PMSM under different d-axis currents

4 新型结构拓扑电感特性对比分析

4.1结构原理对比

在图1单端导磁桥转子磁分路HESM基础上提出一种新型转子磁分路拓扑结构，如图13所示，称之内置导磁桥转子磁分路HESM。转子N极导磁体与S极导磁体在两端各自向内侧延伸，形成环形导磁体以提供旁路磁通路径。环形导磁体与转轴间设置内嵌励磁绕组的环形导磁桥，导磁桥与转子N极导磁体与S极导磁体延伸端间分别存在附加气隙以形成无刷励磁结构。

图13 新型结构拓扑示意图Fig.13 Structural sketch of the novel topology

对比转子磁分路HESM单端导磁桥和内置导磁桥两种拓扑结构，单端导磁桥结构导磁桥大小设计更为灵活，但增大了电机整体轴向长度；内置导磁桥结构利用转子内部空间可以减小电机轴向长度和重量，但为了实现无刷励磁而采用内外双定子设计增加了结构的复杂性。

图14 两种拓扑结构主气隙磁场调节特性对比Fig.14 Comparison of main air-gap flux density versus excitation current between two topologies

保证两种结构拓扑定子结构尺寸、永磁体结构尺寸、励磁绕组匝数一致，图14给出了主气隙磁密大小随励磁电流变化曲线的对比，调磁特性基本一致。励磁电流的磁场调节能力与磁分路的饱和程度密切相关，以励磁电流if=4A为基准点，励磁电流增大或减小，曲线均逐渐趋于平坦，表现出磁分路趋于饱和的特征。

4.2同步电感对比

由图15可知，内置导磁桥结构电感特性与单端导磁桥结构规律相同，励磁电流变化，直轴电感呈现较大变化而交轴电感基本不变。尽管转子拓扑结构改变，但由磁路分析，磁场调节及电枢反应特性与图4、图6所述一致。

图15 两种拓扑结构HESM Ld、Lq对比Fig.15 Comparison of Ld、Lqbetween two topologies

5 实验验证

图16 24kW HESM样机Fig.16 Prototype of 24kW HESM

研制了24kW单端导磁桥转子磁分路HESM原理样机，具体参数见表1。转子N极导磁体、S极导磁体、导磁桥及励磁绕组如图16（a）所示，原理样机总装配图如图16（b）所示。

实验中采用“直接负载法”测量电机稳态饱和电感参数。“直接负载法”需要同时测得的量较多，其中主要难度在于功率角的测量，各个量的测量都对获得的交、直轴同步电感的准确性有影响。电枢电流较小时，功率角较小，测量误差对结果影响较大。图17给出不同励磁电流下交、直轴同步电感随电枢电流变化的曲线。可知，电枢电流变化，交、直轴电感均受影响；直轴同步电感受励磁电流变化影响较大，励磁电流if=4A时数值最大；交轴电感受励磁电流影响较小，电枢电流增大不同励磁电流下的交轴电感差距减小。对比图17与图9，同步电感数值范围及变化规律实验结果与有限元仿真结果一致。

图17 HESM同步电感随电枢电流I变化实验结果Fig.17 Measured synchronous inductance of the HESM versus armature current

6 结论

励磁绕组与磁分路结构的引入使得切向磁钢转子磁分路HESM电枢反应磁场及同步电感特性相比切向磁钢PMSM大为不同。理论分析、三维有限元仿真及实验相互印证得到以下结论:

（1）转子磁分路HESM交轴电枢反应磁场与PMSM基本一致，且受励磁电流变化影响较小，直轴电枢反应磁通主要经过轴向磁分路闭合且受励磁电流变化影响显著；

（2）转子磁分路HESM交轴同步电感与PMSM相同，直轴同步电感整体大于PMSM且受到励磁电流变化影响，某一励磁电流下轴向磁分路呈现最小饱和程度，此时直轴同步电感最大；

（3）转子磁分路HESM直轴同步电感相比PMSM增大有利于提高电动运行时的弱磁扩速能力，相同弱磁效果所需直轴去磁电流减小且不完全直接作用于永磁体，减小了永磁体的不可逆退磁风险；

（4）转子磁分路机理下，磁分路结构变化基本不影响交轴同步电感特性，直轴同步电感数值上略有变化，但受励磁电流变化影响的规律不变，励磁电流增大，直轴同步电感先增大再减小。

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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，硕士研究生，研究方向为新型永磁电机及其混合励磁技术。

国家自然科学基金项目（51277096），教育部“新世纪优秀人才支持计划资助”（NCET-13-0858）。

2011-04-22 改稿日期 2011-08-10

TM315

张卓然 男，1978年生，教授，博士生导师，研究方向为航空电源、新能源发电与驱动系统、特种电机设计与控制技术。