电励磁磁通切换电机励磁故障下发电运行研究

王玉彬　王从贵　李祥林　马文忠

(中国石油大学(华东)信息与控制工程学院　青岛　266580)



电励磁磁通切换电机励磁故障下发电运行研究

王玉彬王从贵李祥林马文忠

(中国石油大学(华东)信息与控制工程学院青岛266580)

针对电励磁磁通切换电机(EE-FSM)的独特定子结构配置，提出一种在励磁绕组发生故障、无励磁磁场时，以开关磁阻发电机(SRG)模式运行的控制策略。首先分析了EE-FSM以SRG模式运行的基本原理，然后以一台12/10 EE-FSM为研究对象，提出一种6相SRG发电运行控制方案。在此基础上，采用有限元法分析了电机以SRG模式运行时的磁场分布、电枢绕组磁链、电枢电流以及电功率输出能力等电磁特性。分析结果表明，EE-FSM在励磁绕组故障条件下可运行于SRG模式，从而可改善EE-FSM发电运行状态的可靠性。

电励磁磁通切换电机故障运行开关磁阻发电机有限元分析

0　引言

近年来，随着石油资源的日益短缺和人类生存环境的持续恶化，混合动力汽车(Hybrid Electric Vehicles，HEVs)以其燃油经济性高以及尾气排放低等显著优点受到了世界各国政府、科研机构以及学者们的广泛关注和高度重视，并得到了快速发展。其中，轻/中度混合型HEVs的典型特征是用集成起动发电机(Integrated Starter-Generator，ISG)取代了常规车辆中所采用的相互独立的发电机和起动电动机。ISG将内燃机起动与蓄电池充电功能集于一体，不仅能为内燃机冷起动提供起动转矩，而且能在车辆减速以及制动时为蓄电池充电，因此能有效改善整车的燃油经济性[1，2]。

电励磁磁通切换电机(Electrical Excitation Flux-Switching Machine，EE-FSM)是一种定子励磁型电机。由于其电枢绕组和励磁绕组均置于定子侧，转子上既无永磁体也无励磁绕组，因此，易于实现定子侧绕组的冷却，适于高速运行，具有结构简单、成本低以及运行可靠的显著优点，近年来得到了广泛关注。由于EE-FSM的励磁绕组和电枢绕组相互独立，因此，其励磁电流可以连续调节。当运行于电动机状态时，易于实现弱磁调速，获得较宽的恒功率运行范围；而当其运行于发电机状态时，随着发电机转速的变化，实时调节励磁电流，在一定的转速波动范围内可以实现电枢绕组的输出电压保持不变，从而可简化发电机端整流器，降低功率变换器成本和控制难度[3-10]。因此，EE-FSM在轻/中度混合型HEVs领域具有广阔的应用前景。

而EE-FSM的稳定可靠运行是其具备上述优点的前提。就电机本体而言，EE-FSM的绕组故障可归结为两类：其一为电枢绕组的开路或短路故障所致，其二为励磁绕组故障，致使励磁磁场为零。对于前者，借鉴文献[11-14]中针对永磁磁通切换电机(Permanent Magnet FSM，PM-FSM)所提出的容错控制策略，可实现EE-FSM的容错运行，而对于励磁绕组故障时是否能实现EE-FSM的发电运行，尚无报道。

本文主要研究EE-FSM在励磁绕组故障条件下，如何使其实现故障运行。首先介绍了EE-FSM在励磁绕组故障下发电运行的基本原理，然后以一台典型的12/10 EE-FSM为分析对象，以其运行于开关磁阻发电机(Switch Reluctance Generator，SRG)模式时的结构特点为基础，提出一种6相发电运行控制方案。在此基础上，对SRG发电运行时的磁场分布、电枢绕组磁链、电枢电流以及电功率输出能力等电磁特性进行了分析。分析结果表明，EE-FSM在励磁绕组故障条件下可运行于SRG模式，从而改善了EE-FSM发电运行状态的可靠性。

1　EE-FSM励磁故障发电运行原理

图1为一台典型的12/10 EE-FSM结构的配置图。当励磁绕组发生故障时，励磁绕组中的励磁电流为零，对电枢绕组磁场无影响，因此，在图2所示的励磁绕组开路12/10 EE-FSM单齿结构图中没有画出励磁绕组。为了便于分析，设电机铁心磁路不饱和，则电枢绕组的电感为线性变化规律。由于单个定子集中绕组包围的单个定子大齿被励磁绕组槽区域分割为两部分，故在图2中分别定义为定子齿1和定子齿2。当转子以转速n从图2所示位置转过定子齿1和定子齿2时，单个集中定子绕组的电感变化规律如图3所示。其中，区间[0，θ1]与[θ4，θ5]对应转子齿与定子槽相对；区间[θ1，θ2]与[θ3，θ4]分别对应转子齿经过定子齿1和定子齿2；区间[θ2，θ3]则表示转子齿经过励磁绕组槽区域时的电感变化规律。需要说明的是，由于转子齿的宽度通常大于励磁绕组槽区域的宽度，因此区间[θ2，θ3]的电感Lδ大于转子齿与定子槽相对时的电感Lmin。同时，也正是由于转子齿的宽度通常大于定子齿1和定子齿2的宽度，因此，转子齿和定子齿1、2齿齿相对时，其电感最大值Lmax呈平顶状。

图1　12/10 EE-FSM结构图Fig.1　Configuration of 12/10 EE-FSM

图2　励磁绕组开路12/10 EE-FSM单齿结构Fig.2　Configuration of single tooth with field windings open-circuit fault of 12/10 EE-FSM

图3　单个定子齿上集中绕组电感波形Fig.3　Inductance waveform of armature windings wound on each stator tooth

观察图3所示单个定子集中绕组的电感变化规律可发现，该变化规律与开关磁阻发电机运行时的电感变化规律一致。其不同之处在于，SRG一个转子极距内仅转过一个定子齿，而EE-FSM励磁绕组故障时，一个转子极距内则转过两个定子小齿。因此可将12/10 EE-FSM励磁绕组故障时看作一台24/10的SRG。这表明，EE-FSM励磁绕组故障时，可看作是一台极槽数配合非最优的SRG。因此，此时的EE-FSM完全可运行于开关磁阻发电机运行模式。

2　励磁绕组故障运行电枢绕组连接及控制方案

2.1电枢绕组连接

当图1所示的12/10 EE-FSM运行于EE-FSM模式时，A相绕组的4个线圈所匝链的励磁磁链满足一致性和互补性，因此可串联构成一相，从而构成一台三相12/10 EE-FSM。而当励磁绕组故障，电机运行于SRG模式时，其磁通路径已发生变化，此时的绕组A1～A4不能直接串联构成一相，可看作一台6相SRG。图4为12/10 EE-FSM励磁绕组故障，运行于SRG发电时的电枢绕组连接。图4中，直线1为SRG发电运行时的转子起始位置。图5为SRG发电运行时的主功率电路拓扑结构。

图4　SRG模式运行电枢绕组连接Fig.4　Armature windings connection operation on SRG mode

图5　SRG发电模式电路拓扑结构Fig.5　Circuit topology operation on SRG mode

2.2控制方案

为实现12/10 EE-FSM励磁绕组故障下的SRG发电运行，各相电枢绕组的开通与关断必须合理安排。由于电机结构的特殊性，在设置电枢绕组的开通与关断信号时，首先仅考虑每个集中绕组下的小齿1，即将EE-FSM看成是6相12/10的开关磁阻发电机，故可得到某一相绕组的开关管控制信号，其余各相电枢绕组的开关控制信号仅需按图4所示的旋转方向逆向依次延迟6°(θτr/m=6°，其中θτr为转子极距角，m为电枢绕组相数)机械角度便可得到。其次，由于每个集中绕组环绕两个定子小齿，从充分利用这两个定子小齿的角度出发，在同一个转子极距内，当图4所示的转子齿分别与定子小齿1和定子小齿2齿齿相对时，选择适当的开通角，重新开通环绕在这两个定子小齿上的电枢绕组，从而可充分利用全部定子齿。

根据上述原则，可得到SRG发电运行时的6相主功率开关控制规律如图6所示。图4中，齿齿相对的两定子绕组构成一相绕组，故电机此时为6相运行。现以B1B3相绕组为例加以说明，以图4所示位置为起点，对B1绕组包围的定子小齿1和2而言，沿旋转方向，转子齿1首先掠过定子小齿1，设置其开通角为5°，关断角为13°，可得B1B3相绕组的第一个开通区间为[5°,13°]。间隔15°机械角度(励磁绕组槽宽度与一个定子小齿宽度所对应机械角度之和)后，重新开通B1B3相绕组的主开关，可得B1B3相绕组的另一开通区间为[20°,28°]。因此，在一个转子极距内，B1B3相绕组的控制规律便可确定。其余5相绕组，即A1A3、 C2C4、 B2B4、 A2A4和C1C3，则依次顺延6°机械角度，从而得到如图6所示的控制方案。

图6　电枢绕组控制方案Fig.6　Control scheme of armature windings

需要说明的是，此处给出的功率开关的开通角与关断角主要用来阐明控制方案，因此，上述方案中的角度并非是最优的。

3　12/10 EE-FSM以SRG模式发电运行电磁特性分析

为验证所提出控制方案的可行性，本文以一台12/10 EE-FSM为例，令其励磁绕组故障，采用有限元法，对其发电运行时的磁场分布、绕组磁链、绕组电流以及电机的发电能力进行分析。表1为电机的主要设计参数。

表1　12/10 EE-FSM主要样机参数Tab.1　Key parameters of 12/10 EE-FSM prototype

3.1气隙磁场分布

为便于对比磁通切换电机发电运行以及SRG模式发电运行时的磁场分布，图7a给出了EE-FSM发电运行时的磁场分布。从图中可发现，由于励磁磁场由专门的励磁绕组提供，此时的磁通路径为短磁路结构。图7b～图7g则给出了电机在一个转子极距内，不同转子位置时，运行于SRG发电模式时的磁场分布。可发现，此时的磁通路径为长磁路，且磁力线的方向有其规律性，即图7b～图7g中，虚线以上的磁力线方向均从电枢绕组进入转子，而虚线以下的磁力线方向均从转子进入电枢绕组。这一特点说明，发电运行时，电枢绕组中的磁链方向保持不变，其磁链为单极性，符合开关磁阻发电机的磁链特征。

图7　磁场分布Fig.7　Distributions of magnetic field

3.2直流侧电压及绕组磁链与电流

采用有限元法分析计算电枢绕组中的电流及磁链变化规律时，设置电路为开环控制，其励磁电源电压为150 V，滤波电容为4 700 μF，负载为电阻负载。图8为所得到的直流侧电压波形，可看出，随着负载的增大，直流侧电压Uc逐渐降低。忽略电枢电阻的影响，主功率开关导通时，由图5可得到电枢回路方程为

Us=dψ/dt

(1)

而当主功率开关关断时，电枢回路方程为

Uc=dψ/dt

(2)

图8　直流侧电压波形Fig.8　Voltage waveforms of DC side

当主功率开关关断时，电机运行于发电状态，负载逐渐增大，直流侧电压Uc逐渐降低，由式(2)可知，电枢绕组匝链的磁链下降率随之降低，因此发电区域逐渐增宽，输出电功率增加。图9所示的不同负载时B1绕组磁链波形以及图10所示的B1B3相绕组电流波形也有力地说明了这一规律。

图9　B1绕组磁链波形Fig.9　Flux-linkage waveforms of B1 windings

图10　B1B3相绕组电流波形Fig.10　Phase current waveforms of B1B3

需要说明的是，转子齿掠过定子小齿1时，发电能力较掠过定子小齿2时弱，其主要原因有两方面：①当发电区和励磁区宽度近似相同时，由于转子齿宽度通常大于定子励磁槽宽度，使得电机的电感变化规律如图3所示，即Lδ>Lmin，且区间[θ2，θ3]内的电感Lδ变化率为零；②当负载增大，定子齿1发电区宽度受定子齿2开通角的限制，不能增大，而定子齿2的发电区宽度则不受此影响，使得其发电区宽度大于励磁区宽度，如图9中负载电阻为5 Ω时所示的现象，使得发电机输出的电功率随之增大。

3.3输出功率

图11为负载电阻RL=15 Ω时的电磁转矩波形。图中，电磁转矩为负值，说明此时电磁转矩为制动转矩，电机运行于发电机状态。忽略损耗的影响，电机输出功率与电磁转矩满足如下关系

P=TemΩ

(3)

式中，Ω为转子机械角速度。因此，可计算出当转速为1 800 r/min，不同负载时电机的输出功率如表2所示。可发现，电机运行于SRG模式时，输出电功率能力有所降低。产生这一现象的原因可归结为两方面因素：①磁通切换电机与开关磁阻发电机功率密度差异所致；②磁通切换电机运行于SRG发电模式时，定转子极数配合非最优，未充分利用定子电枢绕组，因而导致电功率输出能力降低，图7所示的磁场分布也清晰地说明了这一原因。

图11　电磁转矩波形(RL=15 Ω)Fig.11　Waveforms of electromagnetic torque(RL=15 Ω)表2　不同负载时SRG模式运行输出功率Tab.2　Output power under different loadings

负载/Ω平均电磁转矩/(N·m)功率/W25-2.4047453.0520-2.5803486.1315-2.8749541.6310-3.2434611.065-4.3371817.11

需要说明的是，由于电机设计参数是以EE-FSM模式额定负载运行时确定的，故当电机以额定负载运行于EE-FSM模式时，其系统效率最高。而当励磁绕组发生故障，运行于SRG模式时，其极槽数配合非最优，因此系统的效率会有所降低。

4　结论

本文针对EE-FSM发电运行中的励磁绕组故障，提出了一种在该故障条件下开关磁阻发电机发电运行控制策略，在原理分析及有限元验证的基础上，得到以下结论：

1)当EE-FSM发电运行出现励磁绕组故障时，合理改变电枢绕组的连接方式，电机可运行于SRG发电模式。

2)EE-FSM运行于SRG发电模式时，电机的励磁、发电阶段与开关磁阻发电机的励磁、发电阶段一致，但由于EE-FSM定子结构的特殊性，在一个转子极距内，要经历两次励磁及发电过程，且第二阶段的发电能力强于第一发电阶段。

3)EE-FSM运行于SRG发电模式时，较之其运行于SRG模式，输出功率能力有所下降，但对于轻/中度HEVs中的集成起动发电系统而言，仍不失为一种提高系统运行可靠性的有益选择。

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Research on Power Generation of Electrical Excitation Flux-switching Machine with Faults in Field Windings

Wang YubinWang CongguiLi XianglinMa Wenzhong

(College of Information and Control EngineeringChina University of PetroleumQingdao266580China)

Due to the unique stator configuration of the typical electrical excitation flux-switching machine (EE-FSM)，a new control strategy for the situation of excitation coil fault and no excitation magnetic field，in which the EE-FSM can be regarded as working in the switch reluctance generator (SRG) mode，ispresented and analyzed in this paper.Firstly，the principles of the EE-FSM working in the SRG mode are investigated.Then，the control strategy of the six-phase SRG operation for a 12/10 EE-FSM is proposed to achieve the power generation in the SRG mode.The electromagnetic properties，including the distribution of magnetic field，the flux linkage of armature windings，the armature current，and the capacity of electrical power output etc.，are analyzed by using finite element analysis (FEA).The results confirm that the EE-FSM can work in the SRG mode in the fault situation.Hence，the power-generation reliability of EE-FSM can be improved.

Electrical excitation，flux-switching machine，fault operation，switched-reluctance generator，finite element analysis

2015-08-03改稿日期2015-11-30

TM315

王玉彬男，1974年生，博士，副教授，研究方向为新型电机的设计、分析与控制。

E-mail：yubwang5190@163.com(通信作者)

王从贵男，1990年生，硕士研究生，研究方向为新型电机设计。

E-mail：wangconggui_upc@163.com

国家自然科学基金资助项目(51277183)。