两级式无刷混合励磁同步电机的电磁设计及分析

宁银行, 刘　闯, 干兴业

(南京航空航天大学 航空电源航空科技重点实验室, 江苏 南京 210016)



两级式无刷混合励磁同步电机的电磁设计及分析

宁银行, 刘闯, 干兴业

(南京航空航天大学 航空电源航空科技重点实验室, 江苏 南京 210016)

摘要:为利用永磁电机的高功率密度、高效率以及电励磁电机电压易于调节的特性, 提出一种混合励磁同步电机. 主电机采用混合励磁同步电机, 为主电机提供励磁的励磁机采用旋转电枢式交流电机. 介绍电机的结构和工作原理，并采用有限元法对电机的磁场分布特征及调磁能力等进行计算和分析.根据理论分析试制样机, 测试主电机的调压特性、励磁机的励磁特性以及两级式运行时的空载特性. 有限元计算结果以及针对样机的实验数据表明: 主电机和励磁机能够可靠地匹配运行; 可以在永磁磁场的基础上, 通过电励磁有效地调节气隙磁场, 满足调压的需求. 采用有限元法, 研究主电机转子外形以及励磁机的定子齿宽对气隙磁场的影响规律. 结果表明: 对于主电机, 设计适当的转子外缘形状能够有效地降低气隙磁密的总的谐波畸变率(THD),同时应兼顾气隙磁密基波的变化; 对于励磁机, 选择合理的定子齿宽系数有助于励磁能力的提高.

关键词：混合励磁; 同步电机; 电磁特性; 结构优化; 有限元

受永磁体的固有特性影响, 永磁电机气隙磁场基本保持恒定.在电动运行时, 不适用于诸如电动汽车等需宽范围调速的应用场合; 在发电运行时, 负载或转速变化等也会导致电压的波动. 为实现对永磁电机内气隙磁场的有效调节与控制, 美国学者提出了“混合励磁”思想[1-2], 即对永磁电机拓扑结构进行合理调整, 引入辅助电励磁绕组, 得到了电机界学者的认可与关注. 混合励磁发电机具有永磁发电机的功率密度高、体积小等诸多优点, 同时又具有电励磁电机电压可调的特点. 在航空航天[3]、舰船、电动汽车以及风电[4]等领域中, 具有较好的应用前景[5].

各国学者对混合励磁电机开展了有益的探索与研究. 从电励磁势和永磁磁势相互关系的角度看, 混合励磁电机主要有串联式、并联式和并列式[6]. 混合励磁电机的拓扑方案众多, 诸如磁通切换类[7]、双凸极类[8]、开关磁阻类[9]等结构, 该类电机属于定子永磁型, 转子上既无永磁体也无电励磁绕组, 结构简单[10]. 此外, 转子磁极分割式[11]、爪极式[12-13]、磁分路式[14-15], 永磁-感应子式[16-17]等“同步型”混合励磁电机, 为转子永磁型, 工作时定子磁极和转子磁极同步运行, 功率因数可控性好. 对于此类混合励磁同步电机, 永磁体多位于转子, 但“电励磁绕组”所在的位置则是多种多样, 有的位于静止部件[14-15], 有的位于转子部件[18-19]. 前者较好地实现了无刷化[20-21], 励磁方便、简单, 但是大多存在“轴向磁路”, 磁路长且转子铁心多为块状[22]. 励磁绕组位于转子的混合励磁同步电机[23-24], 磁路短, 调磁效率高, 但需要解决“无刷化励磁”.

针对这一问题, 借鉴广泛应用于航空航天、舰船等领域的三级式电励磁同步电机方案[25-26], 研究两级式混合励磁同步发电机,对电机的结构和工作原理进行介绍；采用有限元法(finiteelementmethod,FEM)计算和分析电机的磁场分布特征及调磁能力. 对主电机的调压特性、励磁机的励磁特性以及两级式工作模式时的空载特性进行实验测试,实验数据和计算结果基本吻合.最后,采用有限元法研究主电机转子外缘形状以及励磁机定子齿宽等结构参数对气隙磁场的影响规律,为结构优化提供设计参考．

1电机结构及其研制

如图1所示为两级式无刷混合励磁电机. 为主电机提供励磁的励磁机, 采用旋转电枢式交流发电机; 主电机采用混合励磁同步电机. 在电励磁为零时, 主电机内存在永磁磁通, 可为励磁机提供所需的励磁电源, 从而省去三级式发电机中的永磁副励磁机[27-28], 简化了结构.

1-励磁机励磁绕组; 2-励磁机电枢绕组; 3-永磁体; 4-主电机励磁绕组; 5-主电机电枢绕组图1　两级式无刷混合励磁同步电机Fig.1　Schematic of two-stage brushless hybrid excitation synchronous machine

1.1主电机的结构

如图2所示为主电机的二维结构, 其特征主要体现在转子上, 通过调整极靴形状, 在相邻电励磁磁极之间嵌入永磁体, 永磁体磁化方向和电励磁电流正方向如图所示. 定子与传统电励磁同步电机相似, 采用三相分布电枢绕组. 如表1所示为主电机的关键参数.其中，Di为主电机的定子内径、Do为定子外径、δ为单边气隙长度、l为铁心长度、hM为永磁体磁化方向长度、bM为永磁体宽度、n为工作转速、UN为相电压、W为每极励磁绕组匝数、N为每相电枢绕组匝数、I为额定电流、PN为输出功率.

1-定子铁心; 2-电枢绕组; 3-转子铁心; 4-电励磁绕组; 5-永磁体图2　混合励磁同步电机(主电机)拓扑结构Fig.2　Topology of hybrid excitation synchronous machine serving as main machine

参数数值参数数值Di/mm112.8hM/mm6Do/mm174bM/mm29δ/mm0.4W180l/mm95N16n/(×103r·min-1)5～12I/A45UN/V45～115PN/kW6～15

图3定性地描述了主电机的工作原理. 永磁体产生的磁通一部分进入气隙(如图3中的①), 另一部分在转子上闭合(如图3中的②); 施加正向励磁电流, 产生电励磁磁通(如图3中的③), 气隙磁通增大, 从而实现对电枢电压的调节. 从图中可以看出, 在转子极身处, 永磁磁力线②与电励磁磁力线②方向相反, 这部分永磁磁通有利于削弱极身的饱和程度, 从而可适当提高电励磁的调磁能力. 此外, 转子磁极中同时分布有永磁(如图3中的①)和电励磁(如图3中的③), 极弧系数大, 磁场强, 因此, 在磁密设计取值不变的情况下, 则定子齿较宽, 定子槽较窄, 定子轭较高.

①、②: 永磁体产生的磁力线; ③：电励磁产生的磁力线图3　主电机调磁原理Fig.3　Flux regulation principle of main machine

1.2励磁机的结构

如图4所示为旋转电枢式励磁机, 励磁机的励磁绕组位于定子, 集中绕组. 电枢绕组位于转子, 分布绕组. 如表2所示是励磁机的关键参数,其中p为极数. 励磁机的电枢绕组随转子一起旋转, 电枢绕组的电能经旋转整流器整流后, 为主电机提供所需的励磁, 从而实现主电机的无刷化励磁．

1-定子铁心; 2-励磁绕组; 3-电枢绕组; 4-转子铁心图4　励磁机拓扑结构Fig.4　Exciter topology

参数数值参数数值Di/mm96W300δ/mm0.5N40l/mm20p4

1.3样机的研制

如图5所示是两级式无刷混合励磁同步电机样机, 其中, 电刷仅用于单独测试励磁机和主电机的性能. 实验时, 由西门子直流调速系统拖动样机旋转, 使用可控的直流电源为样机提供励磁. 利用电刷分别单独测量样机的主电机和励磁机.

1-定子; 2-主电机转子; 3-永磁体; 4-励磁机转子: 5-电刷图5　两级式无刷混合励磁同步电机样机Fig.5　Prototype of two-stage hybrid excitation synchronous machine

2主电机的电磁特性

2.1磁场分布

为研究主电机的磁场分布特点, 采用有限元法对其进行计算, 如图6所示.其中,FmF表示每极电励磁磁动势. 图6(a)中给出了有限元计算模型的剖分情况及电励磁为0时的磁力线分布, 可以看出, 永磁磁通的一部分进入气隙, 成为气隙磁通, 另一部分在转子中闭合. 当施加电励磁500AT时, 如图6(b)所示, 气隙磁通增大. 需要说明的是, 在其他参数不变时, 转子极身宽度对初始气隙磁通的大小以及电励磁的调磁范围有较大影响. 极身越宽, 初始气隙磁通越小, 相应地调磁范围越大．

图6　主电机的剖分及磁场分布Fig.6　Mesh and magnetic field distribution of main machine

2.2空载特性

使电机工作转速保持在5 500r/min, 且处于空载状态, 逐渐增大励磁电流, 计算出相应的磁链和反电势. 图7给出了励磁电流变化时相绕组磁链Ψf的变化情况, 图中β为转子位置(以电角度计). 图8中给出了反电势的计算值和实测值, 图中符号“FEM”表示有限元计算值, “Exp.”表示实验值,U0为空载时的电压. 图7和图8中的FmF、imF分别为主电机励磁磁势、励磁电流. 实测时, 断开主电机与励磁机的连接, 通过电刷直接为主电机提供励磁. 可以看出, 相对于零励磁时的初始电压, 电励磁的调节范围约为0～20V, 提高了大约60%. 在磁场调节过程中, 初始阶段具有较大的非线性, 这是由于在该阶段内, 永磁磁通使转子极身处于深度反向磁饱和, 增大电励磁, 使转子极身缓慢退出磁饱和, 进入线性区, 电励磁增大到一定程度, 进入正向磁饱和. 此外, 可以看出仿真和实测值吻合度较好, 验证了仿真计算的正确性.

图7　主电机调磁特性Fig.7　Flux linkage regulation characteristic of main machine

图8　主电机空载特性Fig.8　No-load characteristic of main machine

3励磁机的电磁特性

3.1磁场分布

由于本电机的设计目标是变频发电机, 工作转速范围在5 000 ～12 000r/min, 应重点确保低转速时, 励磁机具有足够的励磁能力. 采用有限元法对励磁机进行计算, 图9和10分别是励磁机工作在5 000r/min时的磁场分布和三相磁链的计算结果,图中if为励磁机的励磁电流. 由于采用的是分布电枢绕组, 图中磁链呈现正弦变化. 忽略励磁机内部压降时, 理想状态下, 三相旋转整流器不控整流的输出直流电压udc与励磁机相电势Ea的关系: udc=2.34Ea∝ψf. 将额定工作时的磁场设计在非磁饱和区, 对磁链ψf的线性调节, 有利于对主电机线性控制．

图9　励磁机磁场分布(if=0.6 A)Fig.9　Magnetic field distribution of exciter corresponding to field current of 0.6 A

图10　励磁机三相磁链(if =0.6 A)Fig.10　Three-phase flux linkage of exciter with a field current of 0.6 A

3.2电流放大特性

采用有限元法计算转速分别为5 000和12 000r/min时的输入输出电流放大特性, 如图11所示. 实测时, 首先测量出主电机励磁绕组的电阻, 然后在实际工作时测得主电机励磁绕组的端电压udc(存在电压纹波, 使用时取其平均值), 从而计算得到实测的主电机励磁电流imF.

主电机所需的额定励磁电流约为2.8A, 从图11中可以看出, 励磁机能够满足主电机的励磁需求, 且励磁机的电流放大特性呈现良好的线性. 此外, 对于旋转整流器而言, 主电机励磁绕组为大电感负载, 因此在设计励磁机时, 应考虑换相重叠等因素对端电压udc的影响.

图11　励磁机电流放大特性Fig.11　Current amplifier characteristic of exciter

3.3两级式电机实验

在电励磁为零时, 空载相电压的实测波形, 如图12所示. 为进一步分析其波形质量, 图13给出了相应的谐波分析结果. 可以看出, 较大的谐波主要有5、7、11、13次.

图12　空载相电压实测波形(零励磁)Fig.12　No-load phase voltage waveform without field current

图13　相电压的谐波分析Fig.13　Harmonic contents of phase voltage

待完成主电机和励磁机的单独测量后, 将励磁机和主电机作为整体, 从励磁机端调节输入电流, 记录主电机的电枢电压. 使电机工作转速为5 000r/min, 图14给出了空载特性的有限元计算值和实测数据点.

从图中可以看出, 实验数据和计算值存在一定的误差, 原因可能是计算时基于材料的理想属性, 忽略了诸如铁损之类的损耗因素, 且未能充分考虑调磁对漏磁程度的影响等. 此外, 机械加工误差也可能是其中的因素之一.

图14　两级式无刷混合励磁同步电机的空载特性Fig.14　No-load characteristic of two-stage brushless hybrid excitation synchronous machine

4结构优化对气隙磁场的影响

4.1气隙长度对主电机气隙磁场的影响

为了提高输出电压的波形质量, 对主电机的形状进行结构优化. 同时, 对于采用分布绕组的主电机, 气隙磁密基波是感应电势的主要分量, 因此, 在优化过程中, 重点讨论气隙磁密THD和基波幅值的变化情况. 本部分讨论的主电机转子形状优化方案, 如图15所示.将转子分成两部分, 图15(a)中①是转子的基础部分, 半径为a, 在优化过程中保持不变. 对图15(a)中②的外圆轮廓进行正弦化处理, 在0°≤θ≤45°内, ②的半径R2函数表达式为R2=a+δ1sin 2θ, 如图15(b)所示. 在d轴位置处的转子外半径为a+δ1, 定子内半径取a+δ1+δ0, 因此, d轴和q轴位置处的单边气隙长度分别是δ0、δ1+δ0.

图15　转子形状优化Fig.15　Structure diagram of optimized rotor shape

图16　气隙长度对气隙磁密波形的影响Fig.16　Influence of air-gap length on air-gap flux density waveforms

基准气隙长度δ0=0.4mm时,δ1分别为0.2、0.8mm时的气隙磁密波形如图16所示，其中γ表示转子位置(以机械角度计). 为进一步研究气隙长度对气隙磁密的影响规律, 图17和图18分别给出了结构参数变化时气隙磁密(B)基波幅值及谐波畸变率rTHD的变化情况. 气隙磁密的谐波畸变率的定义如下:

(1)

式中: B1为基波, Bn为谐波.

图17　气隙长度对气隙磁密基波幅值的影响Fig.17　Influence of air-gap length on fundamental content of air-gap flux density

从图17可以看出, 当保持基准气隙长度δ0不变时, 增大辅助气隙长度δ1可以提高磁密基波幅值, 当δ1增大到一定限度时, 气隙磁密基波幅值减小. 图18中表明, 基准气隙长度δ0越小, rTHD达到最小值时的辅助气隙长度δ1越小. 另外, 在研究了几组不同的气隙长度组合, 发现在辅助气隙长度与基准气隙长度的比值δ1/δ0=2.5时, rTHD最小.

图18　气隙长度对气隙磁密的总的谐波畸变率(THD)的影响Fig.18　Influence of air-gap length on total harmonic distortion (THO) of air-gap flux density

4.2定子齿宽对励磁机气隙磁场的影响

图19　励磁机的结构优化Fig.19　Structure optimization of exciter

为研究励磁机定子齿宽对气隙磁密的影响, 如图19所示, 定义齿宽系数Tc:

Tc=θt/θτ.

(2)

式中:θt为定子齿顶宽(以机械角度计);θτ为定子磁极的极距(以机械角度计).

单边气隙长度固定在0.5mm, 励磁电流if为0.6A,仅改变定子齿顶宽, 采用有限元法计算气隙磁密. 图20和图21分别给出了齿宽系数Tc对气隙磁密波形以及基波幅值的影响. 图21中“B1”表示不考虑转子上电枢绕组的槽. “B2”表示考虑转子上电枢绕组的槽.在这2种情况下, 齿宽系数对气隙磁密幅值的影响规律大致相同, 齿宽系数约为0.85时, 磁密基波幅值最大. 图中, “udc”表示转速为5 000r/min时励磁机整流后的空载电压. 可以看出,整流电压与气隙磁密基波的变化规律基本一致, 这是因为励磁机电枢采用分布绕组, 抑制了主要次谐波.

图20　齿宽系数对气隙磁密波形的影响Fig.20　Influence of stator teeth width on air-gap flux density waveforms

图21　齿宽系数对气隙磁密基波幅值和整流电压的影响Fig. 21　Influence of stator teeth width on fundamental content of air-gap flux density and rectified voltage

5结论

(1)主电机采用混合励磁电机, 永磁体提供一定大小的磁场, 在此基础上, 只需通过电励磁提供小范围的辅助调节即可满足需求. 相对于气隙磁场全部由电励磁激励的电励磁电机, 有利于降低励磁损耗. 此外, 该电机不存在轴向磁路, 磁路短, 调磁效率高.

(2)励磁机可以为主电机提供可靠的励磁, 主电机和励磁机能够匹配工作.

(3)对于主电机, 转子外圆形状采用正弦化处理时, 选择适当的结构参数能够提高气隙磁密幅值, 降低气隙磁密的总的谐波畸变率; 对于励磁机, 选择适当的定子齿宽系数, 能够有效地提高气隙磁密的基波幅值, 增强励磁能力.

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DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.03.016

收稿日期：2015-07-31.

基金项目：国家自然科学基金资助项目(50977044); 国家自然科学基金资助项目(51377076); 江苏省产学研资助项目(BY2014003-09); 江苏省“六大人才高峰”资助项目(YPC13013).

作者简介：宁银行(1982-), 男, 博士生, 从事航空航天电源系统研究. ORCID: 0000-0002-5215-893X. E-mail: nyh4711343@126.com 通信联系人：刘闯, 男, 教授, 博士. ORCID: 0000-0002-0312-9999. E-mail: liuchuang@nuaa.edu.cn

中图分类号：TM 341; TM 351

文献标志码：A

文章编号：1008-973X(2016)03-08-0519

Electromagneticdesignandanalysisoftwo-stagehybridexcitationsynchronousgenerator

NINGYin-hang,LIUChuang,GANXing-ye

(Aero-Power Science-Technology Center Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

Abstract:A hybrid excitation synchronous machine (HESM)was introduced to make use of the high power density and efficiency of permanent machine, and the voltage adjusting ability of electrically excited machine. The HESM adopts two-stage brushless excitation structure design, consisting of a hybrid-excitation main machine and a revolving-armature type exciter. Above all, the machine’s structure and operating principle were presented. In order to investigate the machine further, the magnetic field distribution, flux regulation ability, and induced electromotive force (EMF) were calculated by finite element method (FEM). According to the theoretic analysis, a prototype was developed and some experiments were conducted, such as the current amplification capability of the exciter, the voltage adjustment performance of the main machine, and the no-load characteristic of the generator operating two-stage mode. Both FEM calculation results and experimental data show that the air-gap magnetic field, based on the existing permanent magnetic field, can be effectively adjusted by electric excitation for stabilizing voltage. In the end, the influence of some key structure parameters,such as the main machine’s rotor shape and the exciter’s stator teeth width,on the air-gap magnetic field was studied with the FEM. The solution results show that, for the main machine, the proper outer edge shape design of rotor can effectively reduce the total harmonic distortion (THD) of air-gap flux density, but the accompanying influence on the fundamental component of the air-gap flux density should be considered at the same time. For the exciter, the reasonable choice of the stator teeth width coefficient contributes to the enhancement of excitation ability．

Key words:hybrid excitation; synchronous machine; electromagnetic characteristic; structure optimization; finite element method