组合式ALA+PM转子同步电机的探讨

陈学珍,刘 俊

（1.黄石理工学院电气与电子工程学院，湖北黄石435003）（2.华中科技大学电气与电子工程学院，湖北武汉430074）

1 引言

电驱动系统要求低速恒转矩区运行应具有大转矩，快速起动、加速等性能，高速恒功率区运行应具有高转速、低转矩、宽范围等性能。内嵌式永磁同步电机利用永磁转矩和磁阻转矩能满足高效、大转矩运行，但弱磁运行需要很大的去磁电流来减弱总磁链，增大了铜损。磁阻转子同步电机没有永磁磁链，弱磁运行减小了铜损，但需要很大的凸极比，才能获得宽范围恒功率运行和高功率因数［12]。为了增大凸极比，许多学者研究了轴向叠片各向异性（ALA）转子磁阻同步电机的设计及性能［1] ［5] ［6] ［7] ［13]，文献［5] ［6]凸极比能达到 10 以上。文献［9]讨论了电机设计时凸极比应根据电机的过载能力和功率因数的要求而正确选择，单纯地追求凸极比是不适当的。也就是说，凸极比不一定越高越好，况且大凸极比设计很难。永磁辅助磁阻电机［10] ［11] ［15]和内嵌式永磁同步电机结构几乎相同，通过减少内嵌式永磁同步电机永磁含量来克服弱磁难的缺点，综合了永磁电机和磁阻电机的优点，但软磁材料的最大磁能积、剩磁、最大矫顽力通常都不大，因而转矩密度不高。

为了充分利用永磁电机高转矩密度和磁阻电机宽广的恒功率速度范围的特点，有学者提出了两段式转子结构永磁同步电机［2] ［3] ［4] ［8]。转子由两部分组成，一段为永磁段，一段为磁阻段。永磁段采用最大磁能积、剩磁、最大矫顽力的永磁材料，提高了转矩密度。这种电机永磁段和磁阻段的分配关系对电机性能的影响很大，这些文献研究了分段式电机的性能，但都没有讨论永磁段占转子全长的比例KPM如何确定，而KPM是一个很重要的参数，因此有必要进行探讨和研究。

2 相量图与基本公式

本文转子永磁段采用结构简单，转动惯量小的面帖式PM结构，磁阻段采用能产生凸极比高的ALA结构。组合式ALA+PM转子同步电机ALA段和PM段两d轴重合的相量图如图1所示。基本方程如下：

式中：γ为综合电流矢量与q轴夹角（电流角）；ψf为永磁段磁链；LdPM，LqPM，LdALA，LqALA分别为永磁段和ALA磁阻段的d、q轴电感。

KPM＝0是ALA磁阻同步电机，KPM＝1.0是传统的永磁同步电机。设定ALA段与PM段的隔磁环为全长的0.04。

图1 组合式电机相量图

3 电机参数和基本特征

组合式ALA+PM转子同步电机尺寸参数如表1所示，定子与同容量的异步电机的结构相同，转子永磁段和磁阻段独立设计，两段之间加隔磁环，这样转子磁路彼此独立。转子截面如图2所示,转子ALA段为弧形轴向叠片，相邻导磁叠片之间嵌有非导磁叠片（绝缘叠片），安装在非导磁构架上。

表1 样机尺寸

图2 组合式转子截面图

由相量图1写出电机的功率因数表达式：

γ将E0＝0代入式（5）得ALA同步磁阻电机的功率因数表达式：

忽略电阻，ALA同步磁阻电机的功率因数为：

式（2）电磁转矩由永磁同步转矩和磁阻转矩两部分组成。ALA转子磁阻同步电机只有第二项磁阻转矩，γ＝45°磁阻转矩达最大值，若电流幅值一定，磁阻转矩最大值由Ld和Lq的差值决定。由式（6）知，此时ALA电机的功率因数仅取决于凸极比，与负载无关，凸极比越大，功率因数越大。ALA转子电机设计尽可能增大Ld减小Lq，这样同时提高了磁阻转矩及功率因数。增加永磁段，使电机兼具永磁转子和ALA转子的特点。图3为相电流额定时（Ia＝5A）电磁转矩与电流角的关系。本文的标幺值以额定值为基准值。图4为功率因数与电流角的关系。永磁段越长，电磁转矩和功率因数越大。说明组合式电机保持了永磁转子和ALA转子高转矩密度和高功率因数的优点。那么永磁段和ALA段长度如何匹配，组合式转子电机的性能更好，下面从电机的运行性能进行探讨。

图3 电磁转矩与电流角的关系

图4 功率因数与电流角的关系

4 运行性能

忽略电阻的影响，弱磁运行电机转速表达式为：

式中Vm为逆变器输出的极限电压。

当id＝Iam，Iam为逆变器输出的极限电流，电机的转速为最高理想转速

定义S＝ψf-LdIam，当S＝0 时，由式（8）得电机的转速理论上达到了无穷大。传统的永磁电机由于永磁材料的磁导率接近气隙，Ld很小，ψf远大于LdIam，因此传统的永磁电机弱磁难。ALA同步磁阻电机可以补偿传统的永磁电机Ld很小的缺点，将组合式电机的ALA段和PM段长度合理设计可以满足S＝0，而传统的永磁电机是不可能达到的。

图5为基速以下采用最大转矩/电流比控制恒转矩运行，基速以上在极限电压（Vm＝311V）和极限电流（Iam＝7A）限制下采用弱磁控制，电流角与转子速度的关系。低速区KPM越大，电流角越小，d轴电流越小，铜损越小，功率因数和电磁转矩越大。高速区ALA转子电机通过减小电流角到极限值0来减小d轴磁链，提高转速。组合式电机通过负的d轴电流产生的电枢反应磁场与永磁磁场反向来削弱励磁磁场，提高转速。KPM越大，转速越高，负的电流角越大，即负的d轴电流越大，定子绕组的铜损增大，降低了电机的效率。

图5电流角与转子速度的关系

图6为永磁段取不同长度，（a）电磁功率与转速的关系，（b）电磁转矩与转速的关系。图6中对

图 6 极限电压（Vm＝311V）和极限电流（Iam＝7A）限制应的 KPM＝0.85和 KPM＝0.95的两条曲线 S＞0，KPM＝0.7对应的曲线S接近0，KPM＝0.55对应的曲线S＜0，由图（a）可见，在S＞0时，最大电磁功率基本是恒定值，不随KPM增大而变化，但KPM越大，达到功率最大值时转速越低，图（b）电机低速恒转矩运行时转矩越大，但恒功率运行速度范围大大变窄，因此，对S＞0的电机提高ψf是没有好处的。图（a）KPM＝0.7对应的曲线S≈0，电机的最高理想转速接近无穷大，电机的电磁功率随着电机转速的升高基本保持恒定，接近电机弱磁控制时的最大电磁功率。当S＜0时，KPM越小，电机的最大电磁功率和低速恒转矩运行的电磁转矩越小，电机达到最大电磁功率时的转速越低，电机达最高转速后，S越小，电磁功率随电机转速增高下降得越快。由上分析得出，要满足电机额定转速下，实现恒额定转矩输出，高速恒功率运行输出额定功率且获得宽广的转速范围，KPM在S接近于0处取值。

图7是永磁段取不同长度，功率因数与转速的关系。随着KPM增大，功率因数增大。虚线是忽略电枢电阻对功率因数影响曲线。由图可见，电枢电阻对ALA转子电机影响最大，这可由式（5）和式（6）得出，式（6）不含 E0项，电阻直接影响 ALA 转子电机的功率因数，尤其在低速段，ALA转子电机的Xq小，电阻对功率因数的作用更大。式（5）分子分母都含有E0项，KPM越大，E0越大，电阻的作用越小。由于电阻项只在分母中含有，因此电阻使功率因数增大。低速区电阻对功率因数的影响大于高速区，因为高速区电枢电抗远大于电枢电阻，功率因数主要受电枢电抗和E0的影响，低速区电枢电阻相对于电枢电抗较大。在S接近于0时，高速区电枢电阻对功率因数几乎没有影响。电机基本能保持恒定的功率因数运行。

图7永磁段取不同长度，功率因数与转速的关系

图8 是最大转矩/电流比控制时，永磁转矩相对总转矩的比值与KPM的关系。KPM＝0.7时磁阻转矩与总转矩的比值为0.76，磁阻转矩占的比值很小，可以看成是ALA辅助永磁电机。但是从以上分析看出，此时组合转子电机的性能最好。

图8 永磁转矩相对总转矩的比值与KPM的关系

5 仿真结果

样机基本参数如表2，取KPM＝0.7，3.18倍基速（额定转速），采用最大转矩/电流比直接转矩控制进行仿真。直流电压为400V，电机带0.5Nm轻载，0.25s从恒转矩运行状态切换到弱磁运行状态，仿真结果如图9所示。从仿真结果看到，电机从恒转矩状态平滑地过渡到弱磁运行状态，随着磁链减小，转速平滑地上升。实现了宽范围的调速，克服了传统的PMSM电机弱磁难的缺点。

6 结论

永磁段占转子全长的比例KPM与组合式电机的性能有密切关系。KPM取值范围在0.7，组合式电机具有宽广的调速范围。克服了传统的PMSM电机弱磁难的缺点。仿真结果证明了组合式ALA+PM电机弱磁范围能达到基速的3.18倍。实际中由于电机的损耗和工艺原因会减小。

表2 样机基本参数

图9 KPM＝0.7，3.18倍基速时的仿真

［1] 辜承林.高密度轴向叠片式ALA转子同步电机的优化设计［J] .中国电机工程学报,1998,18（1）:29-33.

［2] B.J.Chalmers and L.Musaba,“Design and field-weakening performance of a synchr-onousreluctance motor with axially-laminated rotor ［J] .IEEE Trans,1998,34（5）:1035-1041.

［3] 郭 伟，赵争鸣.新型同步磁阻永磁电机的结构与电磁参数关系分析［J] .中国电机工程学报,2005,25（11）:124-128.

［4] 吴志峤,辜承林.新型组合式转子同步电机参数研究［J] .电机与控制学报,2002,6（1）:10-13.

［5] Nicola Bianchi,and Brian J.Chalmers.Axially laminated reluctance motor:analytical and finite-element methods for magnetic analysis［J] .IEEE trans.2002,38（1）:239-245.

［6] I.Boldea.Z.X.Fu,and S.A.Nasar.Performan-ce evaluation of axially-laminated a anisotropic（ALA）rotor reluctance synchro-nous motors［J] .IEEE Trans,1994,30（4）:977-985.

［7] A.A.Arkadan,F.N.Isaac,and O.A.Mohammed.Parameters evaluation of ALA synchronous reluctance motor drives［J] .IEEE Trans,2000，36（4）:1950-1953.

［8] 严 岚.永磁无刷直流电机弱磁技术研究［D] .博士论文,浙江大学,2004，5.

［9] 吴汉光，林秋华，游琳娟.同步磁阻电动机研究［J] .中国电机工程学报,2002,22（8）:94-98.

［10] Shigeo Morimoto,Masayuki Sanada,and Yoji Takeda.Performance of PM-Assisted synch-ronous reluctance motor for high-effici-ency and wide constant-power operation ［J] .IEEE Trans.Ind.Applicant,2001,37（5）:1234-1239.

［11] Ion Boldea,Lucian Tutelea,and Cristian Ilie Pitic.PMAssisted reluctance synchr-onous motor/generator（PMRSM）for mild hybrid vehicles:electromagnetic design［J] .IEEE Trans.Ind.Applicant.,2004,40（2）:492-498.

［12] T.matsuo and T.A.Lipo,Rotor design opt-imization of synchronous reluctance mach-ine［J] .IEEE Trans.Energy Conversion,1994,9（2）:359-356.

［13] W.L.Soong,D.A.Staton,and TJ.E.Miller.Validation of lumped-circuit and finite-element modeling of axiallylaminated motors［J] .in Electrical Machines and Dri-ves Conferences,1993（9）.

［14] W.L.Soong,D.A.Staton,and TJ.E.Miller.Design of a new axially-laminated interior permanent magnet motor ［J] .in Conf.Rec.IEEE-IAS Annual Meeting,1993：27-36.

［15] 郭振宏.主轴永磁同步电动机及其传动系统设计研究［D] .博士论文,沈阳工业大学,1999.