雙定子永磁同步發電機 (II)——有限元分析及樣機試驗

徐衍亮 王雅玲 劉西泉

（1. 山東大學電氣工程學院 濟南 250061 2. 北京航空航天大學光電科學與工程學院 北京 100083）

1 引言

雙定子永磁同步發電機首先具有高效、高功率密度特點，同時其內、外定子繞組的多種連接方式而具有的寬恒功率調速范圍（作為電動機）及寬恒電壓輸出范圍（作為發電機），使其在串勵混合動力電動汽車的起動/發電機[1]、風力發電機[2]中具有重要應用價值。由于雙定子永磁同步發電機的特殊結構，盡管可以采用有限元方法對其進行分析[2]，但無法采用現成的電磁設計程序進行電磁設計。本系列文章的第I部分采用響應面法，基于組成雙定子永磁同步發電機的內、外兩個永磁同步發電機的獨立設計，得到了雙定子永磁同步發電機的設計方案，因此，本文首先通過對樣機設計方案的有限元分析和樣機實驗，驗證響應面法在雙定子永磁同步發電機電磁設計中的應用效果。

有文獻對雙定子永磁同步發電機進行了磁場的有限元分析和樣機試驗，給出了空載時雙定子永磁同步發電機的計算電動勢波形和試驗電動勢波形的比較[1,2,4]，文獻[5,6]采用有限元分別對雙定子電機的渦流損耗和齒槽轉矩進行了分析，到目前為止，沒有文獻通過有限元分析計算及試驗研究得出雙定子永磁同步發電機的功率密度的定量結論，也沒有文獻對該種發電機的電壓調整率進行分析和試驗。因此，本文的另一目的是對雙定子永磁同步發電機樣機電機進行全面的有限元分析計算和試驗，得到該種電機很低電壓調整率和很高功率密度的結論。

2 樣機電機的有限元分析計算

樣機為三相、380V、5kW、1500r/min，采用4極電機結構，由響應面法得到的其他結構尺寸及性能設計參數見本系列文章的第I篇。

2.1 空載計算

圖 1為雙定子永磁同步發電機空載時磁場及氣隙磁通密度分布，圖2分別為額定轉速下外定子、內定子及整體雙定子發電機的永磁相電動勢波形。可以看出，盡管氣隙磁通密度波形正弦性較差，但相電動勢波形正弦性較好。響應面法設計計算、有限元法及試驗法（見后文）得到的雙定子永磁同步發電機空載相電動勢見下表。可以看出，三者基本相符，證明了響應面法在雙定子永磁同步發電機中設計的有效性。

圖1 空載時磁場及氣隙磁通密度Fig.1 Magnetic field and air-gap field flux density distribution when on load

圖2 發電機空載時永磁相電動勢Fig.2 Calculated phase EMF waveform when no load

表 不同方法得到的空載相電動勢比較Tab. No load phase EMF comparison

雙定子永磁同步發電機的電磁設計，是通過響應面法綜合了內、外永磁同步發電機的單獨設計而實現。在進行內、外永磁同步發電機的單獨設計時，首先保證轉子軛部對應位置處永磁磁通密度方向相反，其次保證其磁通密度大小相近，實現了雙定子永磁同步發電機空載時轉子軛部沒有或只有很低的切向永磁磁通密度，如圖1a所示，因此該發電機在不考慮機械因素時轉子軛部鐵心厚度可以很小（本樣機只有 6mm），同時導致了雙定子永磁同步發電機內、外氣隙永磁磁通接近相同，即該發電機外氣隙磁通密度低于內氣隙磁通密度，如圖1b所示。圖3為雙定子永磁同步發電機空載且轉子內磁體代替為空氣時磁力線分布和外氣隙永磁磁通密度分布，圖4為雙定子永磁同步發電機空載且轉子外磁體代替為空氣時磁力線分布和內氣隙永磁磁通密度分布。可以看出，在內、外磁體單獨作用時，由于轉子軛部較小所導致的飽和，分別使內、外氣隙永磁磁通密度低于共同作用時的內外氣隙永磁磁通密度，這正是雙定子永磁同步發電機功率密度增加的原因所在。

圖4 雙定子永磁同步發電機空載且轉子外磁體變為空氣時的磁力線及磁通密度Fig.4 Field distribution when rotor outer magnet is replaced by air and when in no load

2.2 電樞反應計算

圖5為雙定子永磁同步發電機定子繞組通有直軸電流6A（去磁電流）時的磁力線分布、內外氣隙磁通密度分布；圖6為雙定子永磁同步發電機定子繞組通有交軸電流 6A時的磁力線分布、內外氣隙磁通密度分布。可以看出，雙定子永磁同步發電機電樞反應很低，對永磁體的工作點影響很小。

圖5 定子通有直軸6A去磁電流時雙定子永磁同步發電機磁場Fig.5 Field distribution when 6A pure d-axis demagnetizing current is flowing in staor winding

圖6 定子通有交軸電樞電流6A時電機磁場Fig.6 Field distribution when 6A q-axis current is flowing in staor winding

3 樣機實驗

圖7為樣機實物圖，圖8為額定轉速下，樣機的相電動勢波形及內、外定子繞組的相電動勢波形。對比磁場的分析結果可以看出兩者相近，具有較好的相電動勢波形正弦性，且外定子相電動勢為160V左右，內定子相電動勢80V左右，而整體發電機電動勢的有效值為 240V左右。由此可知，內、外定子相電動勢代數和構成了整體發電機的相電動勢，說明樣機內、外定子繞組的軸線及內、外磁體軸線對齊。考慮到空載時外定子相電動勢為160V左右，內定子相電動勢80V左右，因此在不考慮散熱條件的前提下，雙定子永磁同步發電機的功率密度（功率/體積）比單一內轉子永磁同步發電機（即雙定子永磁同步發電機的外電機）提高了50%。

圖7 雙定子永磁同步發電機樣機Fig.7 Dual-stator PMSG prototype

圖8 樣機電機的空載相電動勢Fig.8 Measured phase EMF waveform when the prototyped PMSG in no load

發電機帶電阻性負載，在 1500r/min轉速時做溫升、效率及電壓調整率試驗，試驗表明在5kW輸出功率時，發電機的溫升為60K。電壓調整率試驗曲線及效率曲線分別如圖9a、9b所示，可以看出，在電阻負載時額定電壓調整率為 6%左右，額定效率90%左右，且在很大負載范圍內具有高的運行效率。

圖9 樣機電機負載試驗曲線Fig.9 Prototyped PMSG experimental result when in load

4 結論

本文基于本系列文章第 I篇中采用響應面法得到的雙定子永磁同步發電機方案，進行電磁場的有限元分析計算及樣機的試驗驗證，得到以下結論：

（1）可以基于內轉子永磁同步發電機和外轉子永磁同步發電機的電磁設計程序，采用響應面法，進行雙定子永磁同步發電機的電磁設計。

（2）雙定子永磁同步發電機的電樞反應對永磁體工作點的影響很小，有利于該種電機磁體工作點的穩定性和電壓穩定性。

（3）在不考慮散熱差異的前提下，雙定子永磁同步發電機的功率/體積密度比通常內轉子永磁同步發電機提高50%。

（4）對本文給出的 5kW、380V的雙定子永磁同步發電機樣機，在電阻負載時，額定電壓調整率為6%，額定效率達90%，具有良好的性能。

[1]Cai Feng, Cui Shumei, Cheng Shukang. Performance analysis of double-stator starter generator for the hybrid electric vehicle[J]. IEEE Transactions on Magnnetics, 2005, 41(1): 484-487.

[2]Niu Shuangxia, Chau K T, et al. Design and control of a new double-stator cup-rotor permanent-magnet machine for wind power generation[J]. IEEE Transactions on Magnnetics, 2007, 43(6): 2501-2503.

[3]Zhang Dong, Chau K T, et al. Design and analysis of a double-stator cup-rotor PM integrated-statorgenerator[C]. 41st IAS Annual Meeting of IEEE,2006, 1: 20-26.

[4]倪光正, 楊仕友, 錢秀英, 等. 工程電磁場數值分析[M]. 北京: 機械工業出版社, 2004.

[5]Kyu Yun Hwang, Sang Bong Rhee, et al. Rotor pole design in spoke-type brushless DC motor by response surface method[J]. IEEE Transactions on Magnnetics,2007, 43(4): 1833-1836.

[6]文澤軍, 劉德順, 等. 基于響應面模型的永磁直流微電機堵轉力矩穩健設計[J]. 機械設計與制造,2007(3): 16-18.

Wen Zejun, Liu Deshun, et al. Robust design for the locked torque of permanent magnetism DC-motor based on response surface method[J]. Machinery Design and Manufacture, 2007(3): 16-18.