一种切向/径向混合励磁无刷同步发电机系统

朱姝姝 刘 闯 宁银行 徐 瑜

（南京航空航天大学自动化学院 南京 210016）

1 引言

起动发电双功能系统是当前电源系统的研究方向。传统起动系统需要专门的起动机完成，在起动发电双功能系统中，发电机在发电的同时兼做起动机，有效地减轻了重量[1]。当前所运用的多为电励磁三级式无刷交流电机[2]。

该系统由永磁电机/电源、励磁机以及主发电机组成。永磁电机/电源为励磁机提供直流励磁电流，励磁机为旋转电枢式发电机，其输出通过旋转整流器整流可为主发电机提供励磁电流。主发电机为电励磁同步电机。这种系统技术成熟、运用广泛，但是作为起动机带动发电机时，由于系统的转轴静止，主发电机无法得到励磁。因此，需在励磁机的定子上安装三相绕组，用做起动励磁，从而增大了系统的体积与重量[3]。本文拟采用混合励磁电机取代电励磁同步电机作为主发电机，设计新的无刷励磁方案解决上述问题。

混合励磁发电机最早前苏联学者提出[4]，这种电机有两组励磁磁路：永磁体以及励磁绕组。在保持电励磁发电机磁路可调的优点的同时，融入了永磁电机功率密度高的特点[5,6]。另外将这种电机作为起动发电系统的主发电机，利用永磁体磁源，可以很好地解决起动励磁难题。混合励磁发电机得到了越来越多的研究，产生了许多新的拓扑结构。在设计时，可将混合励磁电机的励磁绕组安放于定子上，方便地实现无刷化[7]。然而电励磁磁路磁阻较大，磁通的利用率相对于转子的方案低，因此本文着重研究励磁磁源安放于转子上的混合励磁拓扑。

本文在文献[8]的基础上，研究了新型切向/径向混合励磁同步发电机（Tangential/Radial Hybrid Excitation Synchronous Generator，T/R-HESG）。针对混合励磁磁路的特性，对主气隙磁通的调节原理进行了分析，从理论上研究了永磁磁通与电励磁磁通的关系，重点研究了T/R-HESG的空载特性。由于在无励磁电流时，永磁磁通存在漏磁，因此可实现T/R-HESG的无刷化励磁方案。同时，本文研究了结构参数对电机性能的影响，为对该电机的优化提供了依据。励磁机的负载为主发电机的励磁线圈，其输出特性必须满足主发电机的励磁要求。本文设计了励磁机，对无刷励磁系统的工作特性进行重点分析，研究了换相重叠角对系统的影响，保证该系统的正确性。最后，分别对主发电机、励磁机以及两者所组成的无刷发电系统进行了实验，测试了励磁机的电流放大特性，无刷励磁系统的空载特性、外特性以及短路特性证明了设计的正确性。

2 主发电机T/R-HESG

2.1 T/R-HESG的基本结构与原理

T/R-HESG主要由定子，转子，电枢绕组，励磁绕组等部件组成。本文以一台1.5kW、380V切向/径向磁路并联混合励磁同步电机为对象进行了研究。其中转子为2对极，定子为36槽，其剖面图如图1所示[8]。

图1 T/R-HESG电机铁心截面图Fig.1 Profile of the T/R-HESG

电机中有两个磁动势源：永磁体磁动势源和电励磁磁动势源。当励磁绕组中无电流时，永磁磁通在转子铁心，形成磁短路环，基本不向气隙提供主磁通，此时的气隙磁场接近为零。当励磁绕组通电时，转子齿上的磁极交替变化，形成径向磁场结构，它所产生磁通的极性与该转子齿两侧永磁体的极性相同，励磁磁通可使电机永磁体磁通通过主磁路闭合。气隙磁场主要是由永磁磁动势提供的，用以提供主磁通的永磁磁动势大小取决于励磁磁动势，电励磁发挥了“以小控大”的作用。永磁体产生的切向磁场和励磁电流产生的径向磁场在磁路上呈并联连接。调节励磁磁动势将直接引起主气隙磁通Φδ的变化，实现了主气隙磁通的完全调节与控制。

2.2 T/R-HESG的特性

为了验证T/R-HESG的特殊性能，把T/R-HESG的永磁体去除并将转子改回传统同步电机转子结构的电励磁同步发电机（Electrical Excitation Synchronous Generator，EESG），将其与T/R-HESG进行对比。在有限元仿真软件中建立两者的模型，进行空载特性的仿真工作。

仿真空载特性如图2所示。其中IF为主发电机励磁电流，Uo为主发电机的输出线电压有效值。当励磁电流IF为零时，发电机的空载输出电压约为50V。该现象可以通过有限元仿真磁场分布图得到解释。磁场分布图如图3a所示。由于空气磁阻远大于转子铁心磁阻，永磁体产生的磁通沿着转子铁心形成闭合回路，从而在转子上形成了一个较为饱和的磁场。此外，还有少量永磁体漏磁通会通过气隙沿定子铁心闭合。正由于漏磁通的存在，使得T/R-HESG在无励磁电流时仍能提供一定的输出电压。这一特殊的性能为接下来设计新型无刷励磁方案提供了必要的条件。

图2 T/R-HESG与EESG空载仿真特性Fig.2 No-load characteristics of the T/R-HESG and EESG

随着主发电机励磁电流 IF的增大，在电励磁磁通的作用下，永磁体磁通逐渐不再沿着转子铁心闭合，而是通过气隙匝链电枢绕组，与电励磁磁通在气隙叠加，两者磁路成并联关系，其磁场分布如图3b所示。由图2可以看到，该电机的调压范围约为50～380V，具有调压范围宽的优点。调节励磁电流即可调整发电机的输出电压，具有和电励磁电机同样的调压方便的优点。

图3 T/R-HESG电磁场分布Fig.3 Magnetic field distribution of the T/R-HESG

2.3 结构参数对电机性能的影响

对发电机性能参数影响较大的结构参数主要有：气隙长度δ、磁钢大小及其形状、铁心长度 lef等。T/R-HESG磁路结构特殊，可以通过研究结构变化对电机性能的影响，为电机的优化设计提供依据和方法。本文以气隙长度 0.3mm，磁钢宽度6.3mm，铁心长度 90mm的样机为标准，分析结构参数对电机的影响。

首先改变气隙长度δ，对一组不同气隙长度δ=0.2mm、δ=0.3mm、δ=0.4mm，通入 2.25A励磁电流分别进行了建模计算，计算结果并研究规律（见表1）。

表1 δ 对电机性能参数的影响Tab.1 The influence of δ on the performance

表1中E0为空载三相输出相电压有效值，Bδ为气隙磁通密度平均值。

随着气隙长度的增加，空载感应电动势随之减小。在相同励磁电流下，气隙δ 越小，气隙磁通密度越大，但电机铁心越饱和，空载感应电动势增加趋势也逐渐减小。

接着改变电机的磁钢宽度，对一组不同的磁钢宽度lm=5.3mm，lm=6.3mm，lm=7.3mm分别进行了建模计算（见表2）。

表2 lm对电机性能参数的影响Tab.2 The influence of lm on the performance

随着磁钢宽度的增加，永磁磁动势增加，气隙的平均磁通密度增加，电机饱和程度也随之加深。磁钢宽度的增加有利于提高电机的输出功率，但需避免过度的饱和以及成本的增加。

最后改变电机铁心长度lef，对不同的铁心长度lef=80mm，lef=90mm，lef=100mm 进行计算（见表 3）。

表3 铁心长度lef对电机性能参数的影响Tab.3 The influence of lef on the performance

增加铁心长度能使空载感应电动势增大，但是交、直轴电枢反应电抗也会增加，同时电机体积也会增大。

3 无刷化发电系统的实现

3.1 无刷励磁系统结构

T/R-HESG在无励磁的情况下，会有一定的剩磁电压产生。若能利用这部分电能通过电压调节器为励磁机的励磁绕组供电，就可以省去副励磁机（永磁发电机）或直流源，使系统实现完全自励。为了进一步提高系统励磁可靠性，避免当发电机短路等故障时，由于采集不到输出电压而导致的无法励磁，可同时采样T/R-HESG的输出端电流，从而形成了一个无刷复励方案如图4所示。其中励磁机为旋转电枢式发电机，其输出经过旋转整流器整流为直流电为主发电机励磁。旋转整流器可采用三相半波整流亦可采用三相全波整流[9]。在本文中采用三相全波不控整流。

图4 两级式无刷励磁方案Fig.4 The scheme of two-stage brushless excitation

3.2 励磁机的设计

励磁主要功能在于为主发电机提供励磁电流，是无刷化发电系统的关键部分。励磁机与主发电机同轴连接，定子内外径以及转子内径必须相同。

励磁机的设计不同于普通的电励磁同步电机。在设计励磁机时除了考虑普通同步电机的设计要求外，还需满足以下三点：

（1）励磁机的额定工作点应处于励磁不饱和。

（2）要考虑到输出电流的1.5～2倍的裕量。

（3）励磁机励磁电流 If和主发电机励磁电流IF要有较好的线性关系。

文献[10]对励磁机的设计过程进行了详细的介绍，本文不再赘述。本文中T/R-HESG所需的额定励磁电流为 2.25A，对应的励磁电压UF为2 3.175V，输出励磁相电压Es为10.09V。设计参数见表4。

表4 励磁机设计参数Tab.4 The parameters of exciter

对励磁机进行初步设计并进行有限元仿真。观察励磁机气隙磁通密度Bδ的大小，绘制与If的关系曲线如图5所示。随着If的增大，励磁机的主磁路未达到饱和，两者呈线性关系。当If达到1.4A时，铁心进入临界饱和状态。If=1.4A时，励磁机三相输出电压有效值E为21.37V，为励磁机额定工作点输出电压值的两倍。此时气隙磁通密度约为 0.88T，处于饱和临界点。由此，充分保证了If对IF的线性调节，从而初步满足了对励磁机磁路的设计要求。

图5 励磁机气隙磁通密度曲线Fig.5 Curve of Bδ

励磁机在额定转速nN=1500r/min，If=1.4A时的三相空载输出电动势波形如图6所示。励磁机的空载输出波形正弦度高，非常有利于减少励磁损耗，提高整流后的输出电流质量。

图6 励磁机三相仿真空载输出波形Fig.6 The no-load output voltage of exciter

以励磁机有限元仿真模型为基础，保持电机本体模型不变，将主发电机励磁绕组作为负载，组成无刷励磁系统。其中旋转整流器为三相不控整流电路，负载为可等效为大电感的主发电机励磁绕组。励磁机 If=1.4A时，IF可达到额定励磁电流的 1.66倍。此时励磁机磁路处于未饱和状态，因此在If处于 0～1.4A之间时，If与 IF保持线性关系。由于主发电机的励磁绕组可以看成一个大电感，起到平波作用，因此可以为主发电机提供非常理想的直流电流励磁。进一步分析可知：当IF=2.25A时，对应的If为0.85A。因此If=0.85A，为励磁机的额定励磁电流。

4 旋转整流器的工作情况

旋转整流器拓扑为三相不控整流电路。由于励磁机的负载为大电感，在换相时会产生换相重叠角[11]。需对其换相过程重点分析。

励磁机的 If=1.4A时，旋转整流器三相输入电压即励磁机每相电枢端输出电压如图7所示。此时通过与励磁机空载时的电枢端电压比较可以发现两相之间有明显的换相过程。由于励磁机的负载为主发电机的励磁绕组，相当于负载为大电感，其输出电流为恒定值。由于励磁机电枢亦为电感，起到了阻值电流变化的作用。以本文中的励磁机为例，图9中当励磁机工作于机械角度300°时，B相电流ib无法瞬间降为零，C相电流ic无法突变至IF，存在换相过程。在换相期间，两相电流同时导通，相当于两相短路，直到 ib降到零，ic上升至 IF。另外带旋转整流器工作后励磁机输出端电压波形顶部变平，且幅值较空载时也有一定程度的减小，由于励磁机的输出端接有感性负载，因此在电枢反应会产生直轴去磁的电枢磁动势，使主磁场减弱，从而使电机端电压下降。

图7 旋转整流器输入端三相仿真电压波形Fig.7 The input three-phase voltage of rotating rectifier

旋转整流器的换相重叠角γ的大小与转速的变化密切相关，由表5可以看出，随着转速的增加，γ的值不断变大。这是由于随着电机转速的增大，主发电机励磁绕组等效的电感电抗随之增大而带来的。每个二极管管所承受的最大管压降也随之增大。γ的变化将引起旋转整流器整流模式的不同，可分为以下两种模式。

表5 γ与n的关系Tab.5 The relationship between γ and n

（1）模式1：当γ＜60°时，旋转整流器的整流过程可分为两个过程，分别为换相过程以及整流过程。该模式出现于励磁机负载电抗值较小的时刻。转速与电抗成正比，因此此时的转速较小。在换相过程中，有三个二极管导通；整流过程中，有两个二极管导通。以VD1，VD5以及VD6三个二极管的工作情况为例，如图8中所示。状态1时，励磁机输出线电压Vab的值在三相电压中最大，VD1与VD5导通，属于整流过程；状态2时，Vac的值Vab，VD5开始关断，VD6开始导通，进入换相过程。当 VD5完成关断，VD6完全导通后，进入状态 3，即整流模式。励磁机三相绕组电流为

式中，θ为二极管电流波形的电角度；iVD为开始导通的二极管上流过的电流，iabcr为励磁机三相电枢电流。

图8 γ＜60°时的旋转整流器二极管电流Fig.8 The current of rectifiers of rotating rectifier when γ＜60°

（2）模式 2：当 60°＜γ ＜90°时，旋转整流器中总有三个二极管导通，如图9所示。该模式出现于励磁机负载电抗值较大的时刻。此时，旋转整流器仅存在换相环节。励磁机三相绕组电流为

图9 60°＜γ＜90°时的旋转整流器二极管电流Fig.9 The current of rectifiers of rotating rectifier when 60°＜γ ＜90°

5 实验研究

为验证电磁设计及仿真分析的正确性，设计了一台1.5kW、380V的样机进行相关特性试验。该电机为上述设计的无刷励磁发电系统结构，系统由主发电机（T/R-HESG）、励磁机和旋转整流器组成。

5.1 励磁机试验

励磁机的输出端，旋转整流器以及主发电机的励磁绕组处于转子内部，无法直接测试励磁机的特性。为此，由电刷引出励磁机输出端电压UF，对励磁机励磁工作时的输出电流进行测试。图10为不同励磁电流下的整流后输出电压波形。其峰峰值除以主发电机的励磁绕组阻抗值，就可以得到IF。

图10 不同励磁电流下的整流后输出电压波形Fig.10 The rectified output voltage of differents exciting currents

改变If可以得到电流的放大特性，如图11所示。励磁机在其电流线性放大区可以提供最大 3.75A的输出电流，达到了 1.5倍以上的设计裕量，完全满足主发电机IF=2.25A的励磁条件。

图11 励磁机仿真电流放大特性Fig.11 The current amplifier characteristics of exciter

5.2 电机静态特性试验

首先进行空载条件下的实验。将发电机拖至额定转速1500r/min。由励磁机励磁端通入直流电，得到额定输入电压波形如图12a所示。调节励磁电流的大小，可得无刷发电系统的空载特性如图12b所示。与仿真结果相比，在励磁电流为零时实验样机的线电压有效值约为75V，略高于仿真值。当电机铁心趋近于饱和时，实验样机输出线电压有效值约为410V，高于设计值380V，符合设计要求。

图12 空载试验结果Fig.12 Results of no-load test

维持电机在额定转速nN=1500r/min左右不变，调节励磁机励磁电流至额定值If=0.85A，改变负载，可以得到在不同阻性负载下的实拍三相输出线电压波形。发电机的电枢电感较大，对输出电压起到了滤波的效果，因此发电机的带载波形正弦度高，线电压平均THD含量仅为 2.785%。继续保持电机转速为额定值，改变If，将其按顺序调节成0.8A，1A，2A，并在这三种励磁条件下分别改变负载电流 IL的大小，得到相应的输出电压Uo，从而得到一组不同励磁条件下的外特性曲线如图13b所示。从图13可以看出，该电机外特性较硬，带载性能良好。

图13 带载试验结果Fig.13 Results of load test

将T/R-HESG的三相电枢绕组短接，进行短路特性实验。将电机拖动至额定转速，将If从零开始慢慢增大，以避免短路瞬间的冲击电流给绕组造成的损坏。在额定转速下运行，不断调节励磁电流If，从每相电流表中记录对应的短路电流 Ik，得到短路特性如图14所示。与仿真结果相比，实验结果曲线保持较高的线性度。

图14 短路特性Fig.14 The short circuit characteristic

5.3 电机动态调压性能测试

保持电机工作于额定转速 1500r/min，发电机通过调压器为励磁机提供励磁电流 If。在发电机输出端接入三刀单掷开关接线端，开关的另外三路接线端与三相负载连接。带载正常运行的情况下，开关处于关闭状态，调压器的给定输出线电压为380V。在某一时刻，断开开关 ，用示波器观察发电机输出线电压的过渡过程，如图15a所示；再合上开关，用示波器捕捉发电机线电压的过渡过程如图15b所示。分别进行多次加载、卸载实验得到负载突变时的线电压变化。从图15中可以看到，系统的响应时间维持在160～180ms之间，响应速度较快；峰值变化区间保持在56～65V之间，超调量较小。

图15 1500r/min时的动态单相电压波形Fig.15 Dynamic single-phase voltage waveform of 1500r/min

6 结论

T/R-HESG具有调磁方便、功率密度高的特点。在无励磁电流时由于存在永磁漏磁，发电机可感应出一定的输出电压。通入励磁电流后，气隙磁通密度受电励磁磁通的大小所影响，发电机调磁方便。同时也对发电机的结构参数对电机性能的影响进行了优化研究。在尽量加大发电机的输出功率的同时，需考虑到气隙磁通密度的饱和程度，成本以及加工难易程度等因素。本文研究了一种新型无刷励磁发电系统。对无刷发电系统进行了设计与仿真，证明了系统设计的正确性。励磁机在不同的转速下，换相过程会发生变化，在不同的转速下，由于励磁机等效负载的阻抗发生变化，换相过程也随之变化。最后，通过实验，对励磁机的电流放大特性，无刷发电系统的空载特性、外特性以及短路特性进行了测试证明了无刷励磁设计的可行性。该方案相比于传统的三级式电机，结构简单，实现完全自励，极大地拓展了混合励磁发电机的应用领域。

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