一種非對稱混合永磁拓撲的電機轉矩特性分析

王冰潔，朱孝勇，鄭詩玥，項子旋

(江蘇大學 電氣信息工程學院，江蘇 鎮江 212000)

0 引 言

近年來，稀土永磁電機由于具有高轉矩密度、高效節能等優勢在電機領域備受關注[1]。稀土作為戰略性資源，對高性能材料制造和新技術開發的可持續發展起到關鍵作用。然而，稀土作為不可再生資源，一旦出現供求、價格等方面的波動，將在一定程度上制約電動汽車行業的可持續發展。在這樣的背景下，降低永磁電機對稀土的依賴，具有現實意義和價值，是永磁電機研究領域的研究熱點之一[2]。

現有的相關研究通常以永磁電機轉矩性能為基本關注點，圍繞著降低稀土永磁材料用量的設計主旨，聚焦于永磁電機拓撲結構的創新設計。一類采用鐵氧體作為永磁勵磁源的非稀土電機引起了研究關注，通過采用spoke永磁設計、永磁體分層設計、雙定子拓撲結構等特殊設計手段，實現了在維持一定轉矩能力的基礎上獲得稀土材料的“零使用”的設計效果[3-4]。然而，鐵氧體固有的低磁能積特性影響了該類電機的轉矩密度。此外，另一類研究則從削減稀土永磁用量的角度開展研究，文獻[5]中以降低稀土用量為目標，對一種內置式稀土永磁電機進行優化設計。研究表明，合理的參數設計，能夠在一定程度上提升單位永磁體產生的轉矩能力[6]。然而，大幅度的用量削減將直接導致電機轉矩能力的明顯下降?？梢?，在少量稀土或非稀土永磁電機的設計中，獲得高轉矩密度等性能特點存在難度。

近年來，一種采用鐵氧體永磁和稀土永磁相混合的永磁電機引起了學者的研究興趣和關注[7]。研究表明，通過混合永磁體的多元勵磁效應，該類電機一定程度上滿足了較低稀土用量和較高轉矩能力的總體性能需求。然而，也正是由于這種多元勵磁的方式，使得該類電機的磁場由不同磁源屬性的永磁磁場在電機結構空間上復合而成。這意味著在混合永磁電機中存在不同的轉矩分量，而轉矩分量的疊加效果很大程度上取決于磁場之間的相互作用[8]。由此，兩個磁場之間的耦合設計與協同勵磁配合，是影響該類電機轉矩輸出特性的關鍵，對提升電機磁場利用率起到關鍵作用?？梢?，如何充分考慮不同磁源屬性永磁磁場之間的相互作用影響，并且將其考慮到電機的設計過程中，實現磁場之間高效配合設計和電機轉矩特性提升，是混合永磁類電機中的研究難題。

本文提出一種非對稱磁路混合永磁電機，其特點在于轉子部分采用非對稱混合永磁體拓撲結構設計，旨在實現電機轉矩能力的有效提升。首先給出了非對稱混合永磁電機的拓撲結構，在此基礎上分析了非對稱設計與轉矩特性的內在機理。然后通過改變非對稱混合磁路設計，實現了不同轉矩分量電流角之間的逼近效應，從而提升了永磁磁場利用率?；诜治鼋Y果確定最終的非對稱結構設計參數。最后通過化仿真結果表明，通過非對稱磁路設計，混合永磁電機的磁鏈、輸出轉矩、抗退磁能力均獲得了提升，一定程度上驗證了該電機設計的有效性。

1 電機結構及非對稱拓撲設計機理

1.1 非對稱混合永磁電機拓撲結構

本文提出了一種采用釹鐵硼和鐵氧體兩種永磁體的9槽6極非對稱混合永磁(Hybrid Permanent Magnet，HPM)電機，其拓撲結構和磁通路徑原理示意圖如圖1(a)和圖1(b)所示。

圖1 電機拓撲與磁路結構

從圖1(a)中可以看出，該電機轉子部分的鐵氧體勵磁源采用了經典的輪輻拓撲結構設計，而釹鐵硼勵磁源則使用了內置V型拓撲結構形式。并且，在相鄰輪輻鐵氧體之間放置中心偏移的V型釹鐵硼，實現兩組勵磁源在幾何結構上的組合設計，其目的在于獲得聚磁效應，從而提升電機的轉矩密度。相應的磁通路徑示意圖，如圖1(b)所示?？梢娍闯?，部分釹鐵硼磁通單獨穿過氣隙，在繞組中形成有效匝鏈，而另一部分磁通則與鐵氧體磁通相串聯，總體上呈現出串并聯混合磁路特征。該種混合磁路設計不僅有利于提升電機的磁場利用率，而且在一定程度上增強了鐵氧體的不可逆抗退磁能力。此外，電機的定子部分采用了分數槽集中式繞組結構設計。表1列出了電機的基本設計規格。

表1 電機設計指標與結構參數值

1.2 非對稱永磁拓撲設計機理

電機電磁轉矩Te及各部分轉矩分量關系如下：

(1)

式中，ψPM為永磁磁鏈；Iα為電流；Ld、Lq為d、q軸電感；β為電流矢量與q軸夾角；TPM、Tr為分別為永磁轉矩和磁阻轉矩。永磁轉矩和磁阻轉矩與電流角之間為三角函數關系，因而存在各自的最大值情形。由于所提出的HPM電機凸極效應較小，從而忽略磁阻轉矩分量對總轉矩的影響。此外，由于HPM電機的永磁磁場由釹鐵硼磁場和鐵氧體磁場疊加而成，所以該電機的永磁轉矩存在釹鐵硼轉矩分量和鐵氧體轉矩分量。通過改變釹鐵硼位置和改變釹鐵硼單側磁障寬度的方式，形成轉子磁路非對稱結構，使得釹鐵硼磁場中心軸和鐵氧體磁場中心軸均發生偏移，從而實現兩種永磁轉矩分量高效疊加的主要目的。

由釹鐵硼中心磁場偏移引起的磁場偏移原理如圖2所示。如圖所示，當釹鐵硼永磁體位置發生逆時針中心偏移時，其磁場中心軸會隨著位置的偏移而發生同向偏移。而對于鐵氧體而言，鐵氧體的位置并未發生變化，由于鐵氧體的阻礙作用，致使釹鐵硼磁場的中心軸出現了逆時針偏移。

圖2 由釹鐵硼中心磁場偏移引起的磁場偏移原理

此外，由釹鐵硼單側磁障偏移引起的磁場偏移原理如圖3所示。如圖所示，當釹鐵硼單側磁障寬度改變時，由于磁障對磁通有阻礙作用，磁通會繞過磁障再經過氣隙和定子形成閉合回路。當只有右側磁障增加時，釹鐵硼磁場會由于右側磁障的增加整體向右偏移，因此中心軸順時針偏移；同理，對于鐵氧體而言，右側磁障的增加也阻礙了鐵氧體磁通，致使鐵氧體向右偏移，因此中心軸將順時針偏移。

圖3 由釹鐵硼單側磁障偏移引起的磁場偏移原理

因此通過釹鐵硼和磁障的中心位置偏移設計，可以使得釹鐵硼和鐵氧體的中心磁場發生偏移，以期實現釹鐵硼和鐵氧體的最大轉矩點相互逼近，獲得磁場利用率的提高，從而實現電機轉矩的提升。

2 非對稱磁路關鍵參數設計

根據上述分析，通過偏移釹鐵硼和釹鐵硼單側磁障變化可以實現轉矩分量最大值的逼近。因此將通過改變釹鐵硼和鐵氧體偏移參數對轉矩特性進行分析，并根據分析結果確定較優的非對稱結構參數，以此提高電機永磁轉矩利用率。定義永磁轉矩利用系數k為

k=k1×k2

(2)

需要指出的是，對于這兩個關鍵參數我們進行了有次序的分步優化，這種分步優化能夠有效提高優化的效率。通過分析對永磁磁場中心軸主要影響的直接性和間接性，能夠確定兩個參數的優化次序。由于釹鐵硼偏移角度α直接影響到永磁磁場中心軸的偏移，對永磁磁場中心軸的變化起到最主要的影響，因此在優化分析的第一步，我們選擇對釹鐵硼偏移角度α最優先優化。在此基礎上，由于釹鐵硼單側磁障長度b的改變會對磁通起到不同的阻礙作用，從而造成永磁磁場中心軸的偏移，這對永磁磁場中心軸的變化起到次主要的影響。因此釹鐵硼單側磁障長度b被作為第二階段優化。

首先，分析釹鐵硼偏移角度α對電機永磁轉矩的影響。如圖4所示，隨著α的變化，釹鐵硼轉矩和鐵氧體轉矩最大點各自發生了偏移，導致永磁轉矩和總轉矩最大點都發生了偏移和數值變化。隨著釹鐵硼位置逆時針變化，釹鐵硼磁場中心軸也會逆時針變化，因此轉矩最大值對應電流角會增加，而鐵氧體磁場中心軸會順時針變化，因此轉矩最大值對應電流角會減小。隨著釹鐵硼位置變化，釹鐵硼轉矩最大值會向鐵氧體轉矩最大值逼近，永磁轉矩最大值會向輸出轉矩最大值逼近。因此k值也會提高，永磁轉矩利用率會增大，這與分析結果一致。表2列出了k值隨釹鐵硼偏移情況，確定α取2°。

圖4 釹鐵硼偏移時不同轉矩成分矩角特性圖

表2 釹鐵硼偏移時永磁轉矩偏移情況以及k值變化

在此基礎上，進一步研究釹鐵硼單側磁障變化對轉矩性能的影響。如圖5所示，隨著單側磁障寬度b的變化，釹鐵硼轉矩和鐵氧體轉矩最大值點發生了偏移，導致永磁轉矩和總轉矩最大值點都發生了偏移和改變。隨著釹鐵硼單側磁障的改變，釹鐵硼磁場中心軸也會順時針偏移，因此轉矩最大值對應電流角會減小，鐵氧體磁場中心軸也會順時針偏移，因此轉矩最大值對應電流角也會減小。由于鐵氧體中心軸受單側磁障影響更大，因此隨著釹鐵硼位置變化，鐵氧體轉矩最大值減小得更快，釹鐵硼轉矩最大值會向鐵氧體轉矩最大值逼近，與此同時，永磁轉矩最大值會向輸出轉矩最大值逼近，因此k值也會提高，永磁轉矩利用率會增大。表3列出了k值隨釹鐵硼偏移情況。最終，當b取1.5 mm時，輸出轉矩更大，且k提升至0.79。

表3 釹鐵硼單側磁障變化對永磁轉矩偏移以及k的影響

圖5 釹鐵硼單側磁障變化時不同轉矩成分矩角特性圖

通過上述分析，為了提高電機的輸出轉矩和永磁體利用系數k，最終非對稱磁路混合永磁電機的關鍵參數取值如表4所示。

表4 非對稱磁路混合永磁電機關鍵參數

3 混合永磁電機電磁性能評估

為了便于挖掘和體現混合永磁電機的潛在性能優勢。本章在對非對稱HPM電機性能進行分析的基礎上，將其與傳統對稱HPM電機(即當α=0°和b=0 mm時，其余參數保持一致)進行對比。

圖6為提出的非對稱HPM電機和傳統對稱HPM電機的磁通密度分布和空載磁力線分布。由磁力線圖可以看出，兩臺電機的磁力線走向大致相同，但提出的非對稱HPM電機由于永磁體的非對稱設計釹鐵硼的一端更靠近鐵氧體，另一端磁障增加，很大程度上減少了漏磁，這側面反映出永磁磁場利用率可以獲得提高。

圖6 磁通密度分布和空載磁力線分布

圖7(a)為兩臺電機的空載氣隙磁密，提出的非對稱HPM電機的氣隙磁密出現了偏移，且基波幅值有所提高，該結論與圖6所示結果相吻合。此外，圖7(b)為兩臺電機的空載磁鏈，通過非對稱設計，提出的非對稱HPM電機磁鏈發生偏移，這也側面說明非對稱設計后永磁中心軸發生了偏移。且提出的非對稱HPM電機的磁鏈基波幅值高于傳統對稱HPM電機，這表明通過非對稱拓撲設計可以提升永磁磁鏈利用率，有助于電機永磁轉矩的提升。

圖7 空載氣隙磁密與磁鏈

圖8 (a)為釹鐵硼轉矩和鐵氧體轉矩對比圖。如圖所示，傳統對稱HPM電機的釹鐵硼轉矩峰值與鐵氧體轉矩峰值對應的電流角差值為27°；而提出的非對稱HPM電機的差值僅為13°。通過非對稱設計能夠實現兩個轉矩分量最大值點的逼近。同時，為了更好的展示永磁轉矩的提升，圖8(b)對比了永磁轉矩和輸出總轉矩。由于釹鐵硼轉矩和鐵氧體轉矩的變化導致永磁轉矩和輸出轉矩都向右偏移，且永磁轉矩偏移的更多，因此永磁轉矩最大值對應電流角與輸出轉矩最大值對應電流角之間的差值也明顯減少。永磁轉矩利用系數k由原來的0.34上升到了0.68，輸出轉矩最大值由原來的41.42 Nm提高到了43.78 Nm。研究結果表明，通過非對稱磁路的設計，釹鐵硼轉矩分量和鐵氧體轉矩分量的疊加效果獲得了提升，從而提高了轉矩輸出能力。

圖8 轉矩性能對比圖

由于鐵氧體固有的矯頑力屬性，從而在電機運行過程中存在不可逆退磁的風險。于是，針對電機鐵氧體的抗不可逆退磁能力進行了評估，如圖9所示。

圖9 抗退磁能力分析

圖9(a)為額定負載下鐵氧體的工作點變化情況。從圖中可以看出，提出的非對稱HPM電機的鐵氧體工作點一直位于傳統對稱HPM電機的上方，說明非對稱混合永磁設計有效提高了鐵氧體的工作點。圖9(b)為過載電流下兩臺電機的鐵氧體工作點變化。由于高矯頑力釹鐵硼的靠近，提出的非對稱HPM電機鐵氧體的工作點一直在退磁線以上，而傳統對稱HPM電機隨著過載電流上升，鐵氧體工作點出現在退磁線以下，發生不可逆退磁。由此，通過混合永磁體的非對稱磁路設計，釹鐵硼磁場對鐵氧體磁場起到了保護作用，從而提升了電機的抗退磁能力。

4 結 論

本文提出一種混合永磁電機，其特點在于轉子部分采用非對稱混合永磁體拓撲結構設計，旨在實現電機轉矩能力的有效提升。通過釹鐵硼永磁與鐵氧體永磁之間的非對稱磁路設計，使得電機最大永磁轉矩點發生偏移，有效實現了不同轉矩分量電流角之間的逼近效應，從而提升了永磁磁場利用率。優化設計和仿真結果表明，通過非對稱磁路設計，混合永磁電機的磁鏈、輸出轉矩、抗退磁能力均獲得了提升，一定程度上驗證了該電機設計的有效性。