一種切向/徑向混合勵磁無刷同步發電機系統

朱姝姝 劉 闖 寧銀行 徐 瑜

（南京航空航天大學自動化學院 南京 210016）

1 引言

起動發電雙功能系統是當前電源系統的研究方向。傳統起動系統需要專門的起動機完成，在起動發電雙功能系統中，發電機在發電的同時兼做起動機，有效地減輕了重量[1]。當前所運用的多為電勵磁三級式無刷交流電機[2]。

該系統由永磁電機/電源、勵磁機以及主發電機組成。永磁電機/電源為勵磁機提供直流勵磁電流，勵磁機為旋轉電樞式發電機，其輸出通過旋轉整流器整流可為主發電機提供勵磁電流。主發電機為電勵磁同步電機。這種系統技術成熟、運用廣泛，但是作為起動機帶動發電機時，由于系統的轉軸靜止，主發電機無法得到勵磁。因此，需在勵磁機的定子上安裝三相繞組，用做起動勵磁，從而增大了系統的體積與重量[3]。本文擬采用混合勵磁電機取代電勵磁同步電機作為主發電機，設計新的無刷勵磁方案解決上述問題。

混合勵磁發電機最早前蘇聯學者提出[4]，這種電機有兩組勵磁磁路：永磁體以及勵磁繞組。在保持電勵磁發電機磁路可調的優點的同時，融入了永磁電機功率密度高的特點[5,6]。另外將這種電機作為起動發電系統的主發電機，利用永磁體磁源，可以很好地解決起動勵磁難題。混合勵磁發電機得到了越來越多的研究，產生了許多新的拓撲結構。在設計時，可將混合勵磁電機的勵磁繞組安放于定子上，方便地實現無刷化[7]。然而電勵磁磁路磁阻較大，磁通的利用率相對于轉子的方案低，因此本文著重研究勵磁磁源安放于轉子上的混合勵磁拓撲。

本文在文獻[8]的基礎上，研究了新型切向/徑向混合勵磁同步發電機（Tangential/Radial Hybrid Excitation Synchronous Generator，T/R-HESG）。針對混合勵磁磁路的特性，對主氣隙磁通的調節原理進行了分析，從理論上研究了永磁磁通與電勵磁磁通的關系，重點研究了T/R-HESG的空載特性。由于在無勵磁電流時，永磁磁通存在漏磁，因此可實現T/R-HESG的無刷化勵磁方案。同時，本文研究了結構參數對電機性能的影響，為對該電機的優化提供了依據。勵磁機的負載為主發電機的勵磁線圈，其輸出特性必須滿足主發電機的勵磁要求。本文設計了勵磁機，對無刷勵磁系統的工作特性進行重點分析，研究了換相重疊角對系統的影響，保證該系統的正確性。最后，分別對主發電機、勵磁機以及兩者所組成的無刷發電系統進行了實驗，測試了勵磁機的電流放大特性，無刷勵磁系統的空載特性、外特性以及短路特性證明了設計的正確性。

2 主發電機T/R-HESG

2.1 T/R-HESG的基本結構與原理

T/R-HESG主要由定子，轉子，電樞繞組，勵磁繞組等部件組成。本文以一臺1.5kW、380V切向/徑向磁路并聯混合勵磁同步電機為對象進行了研究。其中轉子為2對極，定子為36槽，其剖面圖如圖1所示[8]。

圖1 T/R-HESG電機鐵心截面圖Fig.1 Profile of the T/R-HESG

電機中有兩個磁動勢源：永磁體磁動勢源和電勵磁磁動勢源。當勵磁繞組中無電流時，永磁磁通在轉子鐵心，形成磁短路環，基本不向氣隙提供主磁通，此時的氣隙磁場接近為零。當勵磁繞組通電時，轉子齒上的磁極交替變化，形成徑向磁場結構，它所產生磁通的極性與該轉子齒兩側永磁體的極性相同，勵磁磁通可使電機永磁體磁通通過主磁路閉合。氣隙磁場主要是由永磁磁動勢提供的，用以提供主磁通的永磁磁動勢大小取決于勵磁磁動勢，電勵磁發揮了“以小控大”的作用。永磁體產生的切向磁場和勵磁電流產生的徑向磁場在磁路上呈并聯連接。調節勵磁磁動勢將直接引起主氣隙磁通Φδ的變化，實現了主氣隙磁通的完全調節與控制。

2.2 T/R-HESG的特性

為了驗證T/R-HESG的特殊性能，把T/R-HESG的永磁體去除并將轉子改回傳統同步電機轉子結構的電勵磁同步發電機（Electrical Excitation Synchronous Generator，EESG），將其與T/R-HESG進行對比。在有限元仿真軟件中建立兩者的模型，進行空載特性的仿真工作。

仿真空載特性如圖2所示。其中IF為主發電機勵磁電流，Uo為主發電機的輸出線電壓有效值。當勵磁電流IF為零時，發電機的空載輸出電壓約為50V。該現象可以通過有限元仿真磁場分布圖得到解釋。磁場分布圖如圖3a所示。由于空氣磁阻遠大于轉子鐵心磁阻，永磁體產生的磁通沿著轉子鐵心形成閉合回路，從而在轉子上形成了一個較為飽和的磁場。此外，還有少量永磁體漏磁通會通過氣隙沿定子鐵心閉合。正由于漏磁通的存在，使得T/R-HESG在無勵磁電流時仍能提供一定的輸出電壓。這一特殊的性能為接下來設計新型無刷勵磁方案提供了必要的條件。

圖2 T/R-HESG與EESG空載仿真特性Fig.2 No-load characteristics of the T/R-HESG and EESG

隨著主發電機勵磁電流 IF的增大，在電勵磁磁通的作用下，永磁體磁通逐漸不再沿著轉子鐵心閉合，而是通過氣隙匝鏈電樞繞組，與電勵磁磁通在氣隙疊加，兩者磁路成并聯關系，其磁場分布如圖3b所示。由圖2可以看到，該電機的調壓范圍約為50～380V，具有調壓范圍寬的優點。調節勵磁電流即可調整發電機的輸出電壓，具有和電勵磁電機同樣的調壓方便的優點。

圖3 T/R-HESG電磁場分布Fig.3 Magnetic field distribution of the T/R-HESG

2.3 結構參數對電機性能的影響

對發電機性能參數影響較大的結構參數主要有：氣隙長度δ、磁鋼大小及其形狀、鐵心長度 lef等。T/R-HESG磁路結構特殊，可以通過研究結構變化對電機性能的影響，為電機的優化設計提供依據和方法。本文以氣隙長度 0.3mm，磁鋼寬度6.3mm，鐵心長度 90mm的樣機為標準，分析結構參數對電機的影響。

首先改變氣隙長度δ，對一組不同氣隙長度δ=0.2mm、δ=0.3mm、δ=0.4mm，通入 2.25A勵磁電流分別進行了建模計算，計算結果并研究規律（見表1）。

表1 δ 對電機性能參數的影響Tab.1 The influence of δ on the performance

表1中E0為空載三相輸出相電壓有效值，Bδ為氣隙磁通密度平均值。

隨著氣隙長度的增加，空載感應電動勢隨之減小。在相同勵磁電流下，氣隙δ 越小，氣隙磁通密度越大，但電機鐵心越飽和，空載感應電動勢增加趨勢也逐漸減小。

接著改變電機的磁鋼寬度，對一組不同的磁鋼寬度lm=5.3mm，lm=6.3mm，lm=7.3mm分別進行了建模計算（見表2）。

表2 lm對電機性能參數的影響Tab.2 The influence of lm on the performance

隨著磁鋼寬度的增加，永磁磁動勢增加，氣隙的平均磁通密度增加，電機飽和程度也隨之加深。磁鋼寬度的增加有利于提高電機的輸出功率，但需避免過度的飽和以及成本的增加。

最后改變電機鐵心長度lef，對不同的鐵心長度lef=80mm，lef=90mm，lef=100mm 進行計算（見表 3）。

表3 鐵心長度lef對電機性能參數的影響Tab.3 The influence of lef on the performance

增加鐵心長度能使空載感應電動勢增大，但是交、直軸電樞反應電抗也會增加，同時電機體積也會增大。

3 無刷化發電系統的實現

3.1 無刷勵磁系統結構

T/R-HESG在無勵磁的情況下，會有一定的剩磁電壓產生。若能利用這部分電能通過電壓調節器為勵磁機的勵磁繞組供電，就可以省去副勵磁機（永磁發電機）或直流源，使系統實現完全自勵。為了進一步提高系統勵磁可靠性，避免當發電機短路等故障時，由于采集不到輸出電壓而導致的無法勵磁，可同時采樣T/R-HESG的輸出端電流，從而形成了一個無刷復勵方案如圖4所示。其中勵磁機為旋轉電樞式發電機，其輸出經過旋轉整流器整流為直流電為主發電機勵磁。旋轉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。

圖4 兩級式無刷勵磁方案Fig.4 The scheme of two-stage brushless excitation

3.2 勵磁機的設計

勵磁主要功能在于為主發電機提供勵磁電流，是無刷化發電系統的關鍵部分。勵磁機與主發電機同軸連接，定子內外徑以及轉子內徑必須相同。

勵磁機的設計不同于普通的電勵磁同步電機。在設計勵磁機時除了考慮普通同步電機的設計要求外，還需滿足以下三點：

（1）勵磁機的額定工作點應處于勵磁不飽和。

（2）要考慮到輸出電流的1.5～2倍的裕量。

（3）勵磁機勵磁電流 If和主發電機勵磁電流IF要有較好的線性關系。

文獻[10]對勵磁機的設計過程進行了詳細的介紹，本文不再贅述。本文中T/R-HESG所需的額定勵磁電流為 2.25A，對應的勵磁電壓UF為2 3.175V，輸出勵磁相電壓Es為10.09V。設計參數見表4。

表4 勵磁機設計參數Tab.4 The parameters of exciter

對勵磁機進行初步設計并進行有限元仿真。觀察勵磁機氣隙磁通密度Bδ的大小，繪制與If的關系曲線如圖5所示。隨著If的增大，勵磁機的主磁路未達到飽和，兩者呈線性關系。當If達到1.4A時，鐵心進入臨界飽和狀態。If=1.4A時，勵磁機三相輸出電壓有效值E為21.37V，為勵磁機額定工作點輸出電壓值的兩倍。此時氣隙磁通密度約為 0.88T，處于飽和臨界點。由此，充分保證了If對IF的線性調節，從而初步滿足了對勵磁機磁路的設計要求。

圖5 勵磁機氣隙磁通密度曲線Fig.5 Curve of Bδ

勵磁機在額定轉速nN=1500r/min，If=1.4A時的三相空載輸出電動勢波形如圖6所示。勵磁機的空載輸出波形正弦度高，非常有利于減少勵磁損耗，提高整流后的輸出電流質量。

圖6 勵磁機三相仿真空載輸出波形Fig.6 The no-load output voltage of exciter

以勵磁機有限元仿真模型為基礎，保持電機本體模型不變，將主發電機勵磁繞組作為負載，組成無刷勵磁系統。其中旋轉整流器為三相不控整流電路，負載為可等效為大電感的主發電機勵磁繞組。勵磁機 If=1.4A時，IF可達到額定勵磁電流的 1.66倍。此時勵磁機磁路處于未飽和狀態，因此在If處于 0～1.4A之間時，If與 IF保持線性關系。由于主發電機的勵磁繞組可以看成一個大電感，起到平波作用，因此可以為主發電機提供非常理想的直流電流勵磁。進一步分析可知：當IF=2.25A時，對應的If為0.85A。因此If=0.85A，為勵磁機的額定勵磁電流。

4 旋轉整流器的工作情況

旋轉整流器拓撲為三相不控整流電路。由于勵磁機的負載為大電感，在換相時會產生換相重疊角[11]。需對其換相過程重點分析。

勵磁機的 If=1.4A時，旋轉整流器三相輸入電壓即勵磁機每相電樞端輸出電壓如圖7所示。此時通過與勵磁機空載時的電樞端電壓比較可以發現兩相之間有明顯的換相過程。由于勵磁機的負載為主發電機的勵磁繞組，相當于負載為大電感，其輸出電流為恒定值。由于勵磁機電樞亦為電感，起到了阻值電流變化的作用。以本文中的勵磁機為例，圖9中當勵磁機工作于機械角度300°時，B相電流ib無法瞬間降為零，C相電流ic無法突變至IF，存在換相過程。在換相期間，兩相電流同時導通，相當于兩相短路，直到 ib降到零，ic上升至 IF。另外帶旋轉整流器工作后勵磁機輸出端電壓波形頂部變平，且幅值較空載時也有一定程度的減小，由于勵磁機的輸出端接有感性負載，因此在電樞反應會產生直軸去磁的電樞磁動勢，使主磁場減弱，從而使電機端電壓下降。

圖7 旋轉整流器輸入端三相仿真電壓波形Fig.7 The input three-phase voltage of rotating rectifier

旋轉整流器的換相重疊角γ的大小與轉速的變化密切相關，由表5可以看出，隨著轉速的增加，γ的值不斷變大。這是由于隨著電機轉速的增大，主發電機勵磁繞組等效的電感電抗隨之增大而帶來的。每個二極管管所承受的最大管壓降也隨之增大。γ的變化將引起旋轉整流器整流模式的不同，可分為以下兩種模式。

表5 γ與n的關系Tab.5 The relationship between γ and n

（1）模式1：當γ＜60°時，旋轉整流器的整流過程可分為兩個過程，分別為換相過程以及整流過程。該模式出現于勵磁機負載電抗值較小的時刻。轉速與電抗成正比，因此此時的轉速較小。在換相過程中，有三個二極管導通；整流過程中，有兩個二極管導通。以VD1，VD5以及VD6三個二極管的工作情況為例，如圖8中所示。狀態1時，勵磁機輸出線電壓Vab的值在三相電壓中最大，VD1與VD5導通，屬于整流過程；狀態2時，Vac的值Vab，VD5開始關斷，VD6開始導通，進入換相過程。當 VD5完成關斷，VD6完全導通后，進入狀態 3，即整流模式。勵磁機三相繞組電流為

式中，θ為二極管電流波形的電角度；iVD為開始導通的二極管上流過的電流，iabcr為勵磁機三相電樞電流。

圖8 γ＜60°時的旋轉整流器二極管電流Fig.8 The current of rectifiers of rotating rectifier when γ＜60°

（2）模式 2：當 60°＜γ ＜90°時，旋轉整流器中總有三個二極管導通，如圖9所示。該模式出現于勵磁機負載電抗值較大的時刻。此時，旋轉整流器僅存在換相環節。勵磁機三相繞組電流為

圖9 60°＜γ＜90°時的旋轉整流器二極管電流Fig.9 The current of rectifiers of rotating rectifier when 60°＜γ ＜90°

5 實驗研究

為驗證電磁設計及仿真分析的正確性，設計了一臺1.5kW、380V的樣機進行相關特性試驗。該電機為上述設計的無刷勵磁發電系統結構，系統由主發電機（T/R-HESG）、勵磁機和旋轉整流器組成。

5.1 勵磁機試驗

勵磁機的輸出端，旋轉整流器以及主發電機的勵磁繞組處于轉子內部，無法直接測試勵磁機的特性。為此，由電刷引出勵磁機輸出端電壓UF，對勵磁機勵磁工作時的輸出電流進行測試。圖10為不同勵磁電流下的整流后輸出電壓波形。其峰峰值除以主發電機的勵磁繞組阻抗值，就可以得到IF。

圖10 不同勵磁電流下的整流后輸出電壓波形Fig.10 The rectified output voltage of differents exciting currents

改變If可以得到電流的放大特性，如圖11所示。勵磁機在其電流線性放大區可以提供最大 3.75A的輸出電流，達到了 1.5倍以上的設計裕量，完全滿足主發電機IF=2.25A的勵磁條件。

圖11 勵磁機仿真電流放大特性Fig.11 The current amplifier characteristics of exciter

5.2 電機靜態特性試驗

首先進行空載條件下的實驗。將發電機拖至額定轉速1500r/min。由勵磁機勵磁端通入直流電，得到額定輸入電壓波形如圖12a所示。調節勵磁電流的大小，可得無刷發電系統的空載特性如圖12b所示。與仿真結果相比，在勵磁電流為零時實驗樣機的線電壓有效值約為75V，略高于仿真值。當電機鐵心趨近于飽和時，實驗樣機輸出線電壓有效值約為410V，高于設計值380V，符合設計要求。

圖12 空載試驗結果Fig.12 Results of no-load test

維持電機在額定轉速nN=1500r/min左右不變，調節勵磁機勵磁電流至額定值If=0.85A，改變負載，可以得到在不同阻性負載下的實拍三相輸出線電壓波形。發電機的電樞電感較大，對輸出電壓起到了濾波的效果，因此發電機的帶載波形正弦度高，線電壓平均THD含量僅為 2.785%。繼續保持電機轉速為額定值，改變If，將其按順序調節成0.8A，1A，2A，并在這三種勵磁條件下分別改變負載電流 IL的大小，得到相應的輸出電壓Uo，從而得到一組不同勵磁條件下的外特性曲線如圖13b所示。從圖13可以看出，該電機外特性較硬，帶載性能良好。

圖13 帶載試驗結果Fig.13 Results of load test

將T/R-HESG的三相電樞繞組短接，進行短路特性實驗。將電機拖動至額定轉速，將If從零開始慢慢增大，以避免短路瞬間的沖擊電流給繞組造成的損壞。在額定轉速下運行，不斷調節勵磁電流If，從每相電流表中記錄對應的短路電流 Ik，得到短路特性如圖14所示。與仿真結果相比，實驗結果曲線保持較高的線性度。

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

5.3 電機動態調壓性能測試

保持電機工作于額定轉速 1500r/min，發電機通過調壓器為勵磁機提供勵磁電流 If。在發電機輸出端接入三刀單擲開關接線端，開關的另外三路接線端與三相負載連接。帶載正常運行的情況下，開關處于關閉狀態，調壓器的給定輸出線電壓為380V。在某一時刻，斷開開關 ，用示波器觀察發電機輸出線電壓的過渡過程，如圖15a所示；再合上開關，用示波器捕捉發電機線電壓的過渡過程如圖15b所示。分別進行多次加載、卸載實驗得到負載突變時的線電壓變化。從圖15中可以看到，系統的響應時間維持在160～180ms之間，響應速度較快；峰值變化區間保持在56～65V之間，超調量較小。

圖15 1500r/min時的動態單相電壓波形Fig.15 Dynamic single-phase voltage waveform of 1500r/min

6 結論

T/R-HESG具有調磁方便、功率密度高的特點。在無勵磁電流時由于存在永磁漏磁，發電機可感應出一定的輸出電壓。通入勵磁電流后，氣隙磁通密度受電勵磁磁通的大小所影響，發電機調磁方便。同時也對發電機的結構參數對電機性能的影響進行了優化研究。在盡量加大發電機的輸出功率的同時，需考慮到氣隙磁通密度的飽和程度，成本以及加工難易程度等因素。本文研究了一種新型無刷勵磁發電系統。對無刷發電系統進行了設計與仿真，證明了系統設計的正確性。勵磁機在不同的轉速下，換相過程會發生變化，在不同的轉速下，由于勵磁機等效負載的阻抗發生變化，換相過程也隨之變化。最后，通過實驗，對勵磁機的電流放大特性，無刷發電系統的空載特性、外特性以及短路特性進行了測試證明了無刷勵磁設計的可行性。該方案相比于傳統的三級式電機，結構簡單，實現完全自勵，極大地拓展了混合勵磁發電機的應用領域。

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