交叉凸极转子混合励磁同步电机的结构原理与分析

仲丽丽，张卓然，俞文俊

(南京航空航天大学，江苏南京210016)

0 引 言

“混合励磁”的思想最早在1985年由美国学者提出［1］，混合励磁同步电机(以下简称HESM)是一种新型结构电机。HESM是在永磁同步电机的基础上加入电励磁绕组，通过改变电励磁绕组中电流的大小和方向，实现对气隙磁场的有效调节，从而调节电机的输出电压或转速。它兼具了永磁电机高效率和电励磁电机气隙磁场可调等优点，有较好的发展前景。

HESM发展至今已经有多种结构形式［2］。1989年，英国学者E.Spooner提出了一种横向磁通混合励磁电机［3］，该电机结构简单，没有附加气隙，电励磁效率较高，引起了国内外学者的广泛关注并开展了大量研究。1995年，美国学者提出了一种并列结构的混合励磁同步电机［4-5］，该电机定子为一个整体，采用一套电枢绕组，而转子分为永磁和电励磁两部分;2001年，日本学者对这种形式的电机展开研究，并进行了改进和开发，研制成功了0.75kW的小功率样机［6］。2003年，美国学者研制成功径向磁路和轴向磁路两种拓扑结构的磁极分割型HESM［7-8］，轴向磁路经过机壳，电机轴向长度较长，且易饱和。针对径向磁场磁极分割型HESM的电压调整率高、波形畸变率大等问题，沈阳工业大学对其结构进行了优化设计、并对电抗参数展开了研究［9］;在将轴向磁场磁极分割型HESM应用于盘式车轮电机等方面，上海大学进行了研究［10］;东南大学针对磁极分割型HESM的电励磁损耗和电机轴向长度问题，优化了电机结构，形成非对称交错HESM［11］;2008年，南京航空航天大学提出了新型转子磁分路HESM［12］，此电机是基于内置式切向磁钢永磁同步电机的拓扑结构，当励磁线圈中没有励磁电流时，电机处于弱磁状态，励磁电流增大时，电机增磁。2011年，法国学者提出了一种新型的并列结构HESM［13］，并根据其漏磁现象进行了优化设计;该电机中的励磁绕组位于电枢绕组端部的上方，永磁体径向充磁，磁通在相邻的两极上形成回路。

交叉凸极转子HESM［14-17］是日本学者近年来提出并研究的一种新型HESM。该电机是为混合动力汽车驱动设计的，其特点是使用了软磁复合材料;且仅使用少量的稀土永磁材料。本文旨在介绍并讨论该新型交叉凸极转子HESM的结构特点与工作原理，利用三维有限元静磁场和瞬态场分析方法深入研究其电磁和输出特性，为该新型混合励磁电机在新能源发电与驱动系统中的应用研究和优化设计提供参考。

1 交叉凸极转子HESM结构与原理

图1为20极/24槽的交叉凸极转子HESM结构示意图［16］。它的特点是:转子被永磁体分为轴向磁化的两部分——N极转子铁心和S极转子铁心，并且两转子铁心相互错开;两环形直流励磁绕组位于电机两端，电机两端的端盖、定子外壳、转子内壳为导磁体，并且由于本电机结构的特殊性，选择软磁复合材料SMC，与环形励磁绕组形成三维磁路。SMC材料［18-19］具有可加工成任意形状、良好的各向同性等优点。目前，常用的SMC材料有日本JFE公司的KIPMG270H;加拿大Quebec公司的ATOMET EM-1;瑞典Hoganas AB公司的PermiteTM75、ABM100.32、SOMALOYTM500 和 SOMALOYTM550。一般地，SMC材料的饱和磁密和相对磁导率低于硅钢片，如图2所示。SMC材料的电阻率高，使用SMC材料的电机产生的涡流损耗低于使用硅钢片材料的电机，因此适用于高频场合;然而，其磁滞损耗要高些。另外，由于SMC材料不能烧结，其机械强度比硅钢片低。

交叉凸极转子HESM气隙磁场调节的基本原理是:励磁绕组中通入某一方向的励磁电流时，主气隙中的电励磁磁通方向与永磁磁通方向相同，主气隙磁通增大，有效磁场增强;当通入反方向的励磁电流时，主气隙中的电励磁磁通方向与永磁磁通方向相反，主气隙磁通减小，有效磁场减弱。因此，交叉凸极转子HESM的主气隙磁场主要由永磁体提供，电励磁部分进行双向励磁调节，电励磁磁势对主气隙磁场影响的大小也就是电机调磁能力的大小。

根据右手螺旋定则，可以判断在磁场增强或磁场减弱时的励磁电流方向。为方便起见，对励磁电流的方向进行如下定义:

(1)当电励磁磁势产生的磁通使得主气隙磁场增强时，此时的励磁电流方向为正方向;

(2)当电励磁磁势产生的磁通使得主气隙磁场减弱时，此时的励磁电流方向为负方向。

当无直流励磁电流(If=0)时，从永磁体N极流向S极的磁通有两种，如图3(a)所示。一种磁通路径(黑色箭头)为:N极侧转子→定转子间气隙→定子铁心→定子SMC→定子铁心→定转子间气隙→S极侧转子;电枢绕组切割这种磁通，它是有效磁通。另一种磁通路径(白色箭头)为:永磁体N极→N极侧转子→转子与励磁绕组间气隙→N极端盖SMC→定子SMC→S极端盖SMC→转子与励磁绕组间气隙→S极侧转子→永磁体S极;这种磁通不与电枢绕组产生交链。

图3 交叉凸极转子HESM原理示意图

当直流励磁电流大于0(If＞0)时，从永磁体N极流向S极的磁通，如图3(b)所示。黑色箭头所示磁通路径与图3(a)中相同，灰色箭头所示为直流励磁绕组产生的磁通路径。从图中可以看出，两种磁通以相同的方向切割电枢绕组，主气隙磁场增强;对于端盖SMC部分，励磁电流较小时，其磁通减小，当励磁电流大到一定值后，其磁通反向增加。

当直流励磁电流小于0(If＜0)时，从永磁体N极流向S极的磁通，如图3(c)所示。黑色箭头所示磁通路径与(a)中相同，灰色箭头所示为直流励磁绕组产生的磁通路径。从图中可以看出，两种磁通以相反的方向切割电枢绕组，主气隙磁场减弱;对于SMC部分，其磁通增强。

2 基于三维有限元模型的静磁场仿真分析

2.1 有限元模型的建立

目前，关于计算电机的磁场及其各种特性的方法，主要有等效磁路法和有限元法。等效磁路法可以节约计算成本和时间，但不考虑漏磁通等问题，计算精度有待提高;而有限元法是将电机剖分成无数小单元，能够比较准确地计算电机内的磁场分布。交叉凸极转子HESM轴向为非对称结构，有着磁场三维分布的特点，在二维有限元中难以得到其内部磁场的变化情况。本文利用Maxwell 3D计算电机在不同励磁磁势、不同负载条件下的磁场分布。考虑到交叉凸极转子HESM的径向磁场对称分布，为减小计算量，建立电机1/2有限元模型，其结构参数［14］如表1所示，电枢绕组每相串联匝数为24匝。定转子铁心材料DW315，永磁体材料33EH。本电机中，附加气隙长度为0.5 mm，对样机的制造工艺要求会比较高。电机的网格剖分结果如图4所示。

图4 3D有限元模型的网格剖分图

表1 交叉凸极转子HESM结构参数

2.2 无励磁电流作用下的磁场分布

图5为无励磁磁势(Fi=0)时，电机的磁密矢量图以及主气隙面的磁密矢量图。电机右侧转子为N极转子铁心。从图中可以看出，离永磁体较近的部分磁密较大。这是由于转子铁心为叠片的，其轴向磁阻比径向磁阻大。对于同一电枢绕组而言，与其交链的磁密大小主要由转子凸极上方的气隙磁密决定。从内外SMC部分的磁密矢量可以看出，永磁体产生的磁场路径有一条不与电枢绕组产生交链。

图5 磁密及矢量图(Fi=0)

图6为零励磁时的主气隙磁密波形图。从图中可以看出，气隙最大磁密可达0.46 T。

2.3 双向励磁对气隙磁场的调节作用

图7为励磁磁势1 000安匝时电机磁密矢量图以及主气隙面的磁密矢量图。转子凸极上的磁密增强，因此与电枢绕组交链的气隙磁密也增强，并且电机端盖的磁通已完全反向。图8为主气隙的磁密波形图。在这种情况下，最大气隙磁密为1.04 T。

图6 主气隙磁密波形图(Fi=0)

图9和图10分别是励磁磁势为2 000安匝和3 000安匝时的电机磁密矢量图。图11和图12分别是两种励磁磁势下的气隙磁密波形图。

在励磁磁势为2 000安匝时，最大气隙磁密达1.28 T;在励磁磁势为3 000安匝时，最大气隙磁密达1.5 T。将这两种励磁条件下的增磁效果与1 000安匝时相比可知，继续增加励磁磁势，虽有增磁，但增磁效果不明显。将Fi=3 000安匝时 SMC部分的磁密矢量与无直流励磁时的相比，定子SMC部分的磁通减弱，端盖SMC部分磁通增强。

图13为励磁磁势为-500安匝时电机的磁密矢量图以及主气隙面的磁密矢量图。图14是气隙磁密波形图。在此励磁磁势作用下，气隙磁密略有波动，但最大气隙磁密仅有0.24 T。从图13可以看出，当反向直流励磁达到一定值时，对同一转子铁心而言，其两端的磁通方向相反，对于电枢绕组而言，两磁通综合作用，磁场相互抵消。离直流励磁绕组越近的部分通过励磁绕组产生的磁场越多，而通过永磁体产生的磁场越少。

图15为励磁磁势为-1 000安匝时电机磁密矢量图，图16是气隙磁密波形图。在此种情况下，两转子凸极处的磁密都很小，最大值仅有0.06 T。与-500安匝时相同，对同一转子铁心而言，其两端磁通方向相反;对于电枢绕组而言，两磁通综合作用，磁场相互抵消。将此情况下SMC部分的磁密矢量与无励磁时的相比，SMC部分磁通增强。定子外SMC芯和转子内SMC芯在附加气隙处已趋近饱和，

在设计电机时需考虑好定子外壳和转子内壳的厚度。

3 瞬态场分析

在三维瞬态场下，设置三相电枢绕组，并定义电机的 Band、设置转速(n=3 000 r/min，f=500 Hz)，采用与静磁场仿真中类似的方法，给电机施加不同情况下的励磁磁势。图17为空载时无直流励磁电流下三相电压波形图，波形近似正弦波，但是谐波含量较大。

图18为空载特性曲线，Fi为励磁磁势，U为相电压有效值。从图中可以看出，在励磁磁势-1 000安匝时，电枢绕组的电压减小了96.4%;在1 000安匝的励磁磁势时，电压增加了106.1%。可见，电机在双向励磁下，调节特性都较好，并且能够实现完全弱磁。

在转速3 000 r/min、励磁磁势3 000安匝时，根据交叉凸极转子HESM输出的相电流和相电压，绘制了电机的外特性曲线和功率特性曲线，如图19所示。在负载电流为104 A时，电机可达最大功率9.8 kVA。

4 结 语

本文讨论了一种新型的HESM——交叉凸极转子HESM，阐述了电机的结构特点和工作原理。基于电机的非对称结构，通过三维有限元分析计算了电机在不同励磁作用下的主气隙磁场变化规律以及电机的空载特性和外特性。有限元计算结果验证了电机的基本原理。

根据电机结构及有限元分析结果，可以总结得出:主气隙磁场主要来源于永磁体产生的磁场，电励磁部分对主气隙磁场进行双向调节;直流励磁绕组位于定子端盖中，使得电机实现了无刷结构，并且两励磁绕组共同作用，协调控制电机主气隙磁场;电机在反向励磁电流作用下能够实现完全弱磁，在正向励磁下具有优良的增磁能力。电机的附加气隙长度需考虑到制造工艺问题;定、转子SMC芯以及端盖SMC芯的厚度需考虑电机的饱和情况。该新型电机的电势波形谐波含量较大，在采用正弦波电流控制方法时需对其电势波形进行优化设计。

［1］ Frederick B M.Hybrid excited generator with flux control of consequent-pole rotor:United States Patent，4656379［P］.1985.

［2］ 赵朝会，张卓然，秦海鸿.混合励磁电机的结构及原理［M］.北京:科学出版社，2010.

［3］ Spooner E，Khatab SAW，Nicolaou NG.Hybrid Excitation of AC and DC machines［C］//Fourth International Conference on Electric Machines and Drives.London，UK，1989:48-52.

［4］ Charles D Syverson.Hybrid alternator:United States Patent，5397975［P］.1995.

［5］ Charles D Syverson，William P Curtiss.Hybrid alternator with voltage regulator:United States Patent，5502368［P］.1996.

［6］ Nobuyula N，Tadashi F.Trial Production of a Hybrid Excitation Type Synchronous Machine［C］//IEEE International Electric Machines and Drives Conference.Cambridge，USA，2001:545-547.

［7］ Aydin M，Huang SR，Lipo TA.A new axial flux surface mounted permanent magnet machine capable of field control［C］//37th ISA Industry Applications Conference.Pittsburgh，USA，2002:1250-1257.

［8］ Tapia J A，Leonardi F，Lipo T A.Consequent-Pole Permanent-Magnet Machine With Extended Field-Weakening Capability［J］.IEEE Transactions on Industry Applications，2003，39(6):1704-1709.

［9］ 王惠君.混合励磁同步发电机的设计研究［D］.沈阳:沈阳工业大学，2006.

［10］ 潘凤琰，张琪，黄苏融，等.混合励磁盘式电机的有限元分析［J］.微特电机，2005，33(1):13-15.

［11］ 杨成峰，林鹤云，刘细平.新型非对称交错混合励磁同步电机电磁设计［J］.中国电机工程学报，2008，28(24):82-87.

［12］张卓然,严仰光,苏凯城.切向磁钢混合励磁同步电机空载磁路计算及三维场分析［J］.中国电机工程学报，2008，28(30):84-89.

［13］ Nedja B，Hlioui S，Amara Y，et al.A New Parallel Double Excitation Synchronous Machine［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2011，47(9):2252-2260.

［14］ Kosaka T，Sridharbabu M，Yamamoto M，et al.Design Studies on Hybrid Excitation Motor for Main Spindle Drive in Machine Tools［C］//18th International Conference on Electrical Machines.Vilamoura，Portugal，2008:1447-1452.

［15］ Kosaka T，Matsui N.Hybrid Excitation Machines with Powdered Iron Core for Electrical Traction Drive Applications［C］//International Conference on Electrical Machines and Systems.Wuhan，China，2008:2974-2979.

［16］ Ozawa I，Kosaka T，Matsui N.Less Rare-Earth Magnet-High Power Density Hybrid Excitation Motor Designed for Hybrid Electric Vehicle Drives［C］//13th European Conference on Power E-lectronics and Applications.Barcelona，Spain，2009:1-10.

［17］ Sridharbabu M，Kosaka T，Matsui N.Design Reconsiderations of High Speed Permanent Magnet Hybrid Excitation Motor for Main Spindle Drive in Machine Tools Based on Experimental Results of Prototype Machine［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2011，47(10):4469-4472.

［18］ 黄允凯，朱建国，胡虔生.软磁复合材料在电机中的应用［J］.微特电机，2006，34(11):1-4.

［19］ 邓秋玲，黄守道，徐志伟.软磁复合材料在轴向磁场永磁风力发电机中的应用［J］.微特电机，2010，38(1):21-23.