毕业设计翻译.docx

本科生毕业设计（论文）外文翻译

毕业设计（论文）题目：轴向分段式外永磁转子爪极电机的电磁设计
与性能分析

外文题目：Accounting for the Armature Magnetic Reaction
and Saturation Effects in the Reluctance Model of
a New Concept of Claw-Pole Alternator

译文题目：对新型爪极电机磁阻模型中电枢反应和饱和效应
的研究

学 生 姓 名： 徐 昕
专 业： 电气工程及其自动化
指导教师姓名： 张凤阁（教授）
评 阅 日 期：

对新型爪极电机磁阻模型中电枢反应和饱和效应的研究
Amina Ibala Ahmed Masmoudi
突尼斯斯法克斯工程学校
本文主要针对定子带励磁绕组的新型爪极电机（CPAES）建立了等效磁路（MEC）模型，并对其的发展过程和实验校验结果进行研究。此种电机没有电刷滑环系统，很大程度上降低了成本，提高了紧密度和可靠性。该等效磁路模型不仅适用于空载、负载情况，还适用于磁路饱和情况。采用牛顿-莱福逊（Newton-Raphson）法计算了等效磁路，并对一台CPAES样机进行了实验校验，二者结果很吻合。
关键词：定子直流励磁，实验校验，电枢反应，等效磁路，新型爪极电机，饱和。
一 引言
电磁设备的优化设计需要能计算其电磁性能的工具，对于电机中影响性能的主要参数，这些工具必须能提供它们的可靠信息。等效磁路，又被称作磁阻模型，因其短暂的计算时间和适当的精度，成为了一种理想的工具。
不同于等效磁路法，有限元分析法(FEA)既要求电磁设备设计者具有特殊的能力，还需要大量的计算时间，这对于有大量设计参数需要优化的情况来说是不适合的。但是，FEA却有更高的精度，而且还能清晰显示出复杂电磁设备中的磁通路径[1]。
文献中提到，即使电磁设备的拓扑结构很复杂，例如三维磁路，MEC法也能得出令人满意的结果，并于实验结果相吻合。近二十年来，等效磁路法主要应用于爪极发电机的研究[2-4]。
爪机发电机普遍应用于汽车发电系统中[5,6]，它的异极性拓扑结构使它可以设计成小体积，多极数，具备高转矩密度和较好的发电性能。但是，励磁绕组上电刷滑环系统的损耗很大程度上限制了它的发展。文献[7]中提到了一个改善这种缺点，提高该电机实用性的方法：把直流励磁绕组从转子移动到定子上，就是所谓的定子励磁爪机发电机(CPAES)。
类似传统爪机发电机，CPAES也具有三相电枢绕组。定子由叠压的圆柱形磁路构成，励磁绕组简单缠绕成环形，分为串联的两部分。它们分布在电机两侧，电枢绕组端部和定子轭之间，不会影响电机紧密性。
随着励磁绕组从转子移到定子，磁路也发生了相应的改变。其中包括：转子爪极重叠部分面向气隙的两个铁板彼此解耦；定子磁极也包含在了磁路中以保证定转子间有磁通链，这些磁极置于电机砂箱上。文献[7]中针对这些部分从不同角度对CPAES进行了描述。
由于移除了电刷滑环系统，电机的成本、紧密性和可靠性都得到了提高。不只在汽车领域，CPAES还将应用到航空电子领域中。
前期工作中[7]，只针对CPAES空载运行工况建立了等效磁路模型。现期工作主要是考虑电枢反应和饱和效应建立MEC，将理论计算结果通过CPAES样机进行实验校验。
以下内容中，第二部分介绍CPAES原理和磁链，第三部分介绍建立的等效磁路模型，第四部分介绍模型的计算方案，最后，第五部分实验校验模型理论计算结果。
二 磁链原理
虽然本文是基于等效磁路法分析电机特性，但也采用了三维有限元分析法来清晰显示一台12极CPAES的磁通路径。图1描绘了磁通矢量在1/6磁路中的分布，可以看出爪极盘间无轴向磁耦合，但是定转子间存在磁链，磁链穿过位于电机两端的磁极

图1.CPAES 1/6磁路磁通分布图. 说明：(1)定子轭 (2)定子叠片 (3)磁极 (4)爪极 (5)S极爪极处磁环.

定转子间磁链有两种：二维磁路和三维磁路，如图2。
A. 二维磁通
磁路如图3，分别为：
·轴向穿过定子轭；
·径向穿过磁极和气隙轭e1；
·先径向后轴向穿过磁环；
·轴向穿过爪极；
·径向穿过气隙e2和定子齿。

图2. CPAES磁通路径. 说明：(1)~(5)与图1相同 (6)半个定子直流励磁绕组 (7)电枢端部绕组 (8)磁环处非磁性铁心.

图3. 2D磁路中爪极左部磁通分布.
B. 三维磁通
磁路如图4，分别为：
·轴向穿过定子轭；
·径向向下穿过磁极和气隙e1；
·先径向后轴向穿过磁环；
·轴向穿过爪极；
·径向向上穿过气隙e2和定子齿；
·周向环绕定子叠片；
·径向向下穿过定子齿和气隙e2；
·轴向穿过毗连爪极；
·先轴向后径向穿过磁环；
·径向向上穿过气隙e1和电机另一侧磁极。

图4. 3D1/6磁路中磁通分布. 说明：(a)定子 (b)转子.

图5.CPAES直轴磁阻网络.说明：Ry122,Ry121,Ry11,Ry021,Ry21,Ry22:轭磁阻，Ry91,Ry92,Ry93,Ry94:单极效应等效磁阻，Rmc:集流环磁阻，Re1,Re2:气隙磁阻，Rmr0,Rmr1,Rmr2:滑环磁阻，Rbhc:爪极后部磁阻，Ruc:爪极下部磁阻，Rc:爪极磁阻，Rtooth:齿磁阻，Rarm:定子内部周向磁路等效电枢磁阻，Rcc:爪尖磁阻，Rbotc:爪根磁阻，Rcmr:爪极与磁环间磁阻.
三 CPAES磁阻模型
前期工作中[7]，MEC模型应用到了CPAES空载工况中，并考虑了磁路饱和情况。本文针对负载工况建立了MEC模型，并考虑了电枢反应对交直轴的影响。
图5是直轴MEC模型，电枢反应用磁动势(MMF)ATarm表示，它产生一个与励磁磁场反向的磁通。
除了等效磁路，电机模型中还包括电枢交直轴电等式，励磁磁场和电枢反应磁通将电磁关系联系起来。
A 交轴电枢反应
交轴磁路不饱和，在定子中产生一个横向电感Lq，表示为：
Lq=μ0Nc2NsSg4qg (1)
其中：Nc是每槽导体数；
Ns是槽数；
Sg是气隙面；
q是相数；
g是气隙厚度，假设负载下交直轴相同。
B 直轴电枢反应
假设电机是凸极，额定励磁电流下，直轴磁路饱和，铁磁阻是磁通的非线性函数，此时考虑直轴电枢反应建立个等效磁路模型，以保证磁通分布在磁路的每个部分。磁链会产生反电动势直轴分量，表示为：
Ed=12NaωФm (2)
其中：Na是每相匝数；
ω 是反电动势角频率；
Фm是每相磁通幅值。

磁阻模型中直轴电枢反应如图5所示，等效为一个信号源ATarm，表示为：
ATarm=karNcId （3）
其中：Id是直轴相电流；
kar是考虑不同爪极几何形状对电枢反应的影响引入的系数，表达式由直
轴磁通决定，可由两种解析法推导出来：
kar=3DrlcπkcgcospWctDr-cospWcbDrp2WcbDr-WctDr×2kcglsWct+Wcb+plogDicDic-2e12πec （4）
其中：Dr是转子外径；
lc是爪极长度；
kc是卡特系数；
p是极对数；
Wct是爪尖宽度；
Wcb是爪根宽度；
ls是定子有效长度；
Dic是磁极内径；
e1是磁极和磁环间气隙厚度；
ec是磁极厚度
四 磁阻模型计算方案
A 电磁耦合
负载工况下，电机反电动势相值可以分解为交直轴分量：
E=Ed+Eq （5）
其中: Ed=EdIf,IdEq=LqωIq （6）

Id和Iq是电枢电流直交轴分量，If是励磁电流。
根据布隆德（Blondel）模型，反电动势还可以表示如下：
E=RI+V+jlσωI （7）
其中：I和V分别是电枢相电流和电枢相电压；
R和lσ分别是每相电阻和漏电感

联立反电动势的两个表达式，可以画出负载下考虑电枢电枢的CPAES向量图，如图6。

图6.CPAES外接纯阻性负载工况下相量图.
根据图6，结合式（5）和（7），可以建立交直轴电枢等式：
RIcosψ+lσωIsinψ-Ed=0-RIsinψ+lσωIcosψ+Eq=0 （8）
其中ψ和Ed是磁链的函数，可以通过等效磁路法计算出来。

B 计算方案
总的来说，如果一个网络含有b条支路n个节点，则独立回路数m=b-n+1.如图5中的CPAES等效磁路，有21条支路和12个节点，那么这个网络就有10个独立回路。
用R表示磁阻对角矩阵，F表示回路磁动势矢量，与空载工况相比，随着直轴分量ATarm的引入，电枢反应仅对F有影响。所以，除了由电等式（8）引起的电磁耦合外，电枢反应引起的电磁耦合也是不可忽略的。
程序框图如图7所示。

图7.CPAES电磁模型计算程序框图.

磁路欧姆定律表示为：
F=R Φ （9）
其中F和Φ分别是支路磁动势和磁通矢量。
回路磁动势矢量和支路磁动势矢量有如下关系：
ƒ=S F （10）
其中S是拓扑矩阵，如：（下式（11））Si,j的含义是：
0表示支路j不包含在回路i内；
1表示支路j与回路i参考方向相同；
-1表示支路j与回路i参考方向相反。
S= 0 0 00 0 1 0 0 0111100 0 0 00 1 0 0 0 0000000-1 0 00 0 0 0 0 0 0-1 00 0 0 0 0 0000000 0 0 00 0 0 0 0-1000010 0 0 00-1-1 0 0 0000000 0 0-10 0 0 0 0 1110000 0 0 01 0 0 0 0 1000001 0 0 00 0 0 0000100 0 0 00 0 0-1-1 0 0 0
（11）
联立式（9）和（10）:
ƒ=S R Φ （12）
由节点定律得：
Φ=STφ （13）
其中φ是回路磁通矢量。
根据式（13）和（12），磁路不饱和时，回路磁通可由下式计算[9],[10]：
φ=SRST-1 ƒ (14)
但是在饱和情况下，磁阻随磁通非线性变化，此时矩阵SRST的逆矩阵是不可计算的。

图8. CPAES样机. 说明：(a)定子 (b)转子 (1)定子直流励磁绕组半部 (2)电枢端部绕组 (3)非磁性铁心 (4)爪极磁环.
为了解决这个问题，引入矢量C：
C=ƒ-SRSTφ （15）
其中磁阻可由下式计算：
R=HBLΦ （16）
函数H(B)由材料性质决定。根据文献[7]，低碳钢用于制造定子叠片和爪极，XC10号钢用于制造磁环、磁极和轭部。
根据式（8）和（15），可以通过牛顿-莱福逊算法计算CPAES电磁模型[10]。
五 校验
所建立的CPAES等效磁路模型理论计算结果已与图8中CPAES样机的实验数据进行了对比，图9为工作台上的样机，除样机外，还有一台感应电机，由三相电压转换器供电与发电机机械连接。

图9. 工作台, 左侧为CPAES样机.
这项对比研究包括以下内容：
电枢短路，转速恒为1000r/m下的测试；
电枢可变阻性负载，直流励磁电流恒为6A，转速恒为1000r/m下的测试。
两项结果分别如下：
A 电枢短路
图10显示，MEC理论计算值与实验样机结果高度吻合。
B 电枢接阻性负载
首先分析空载工况下反电动势数据图表，如图11，在励磁电流为5A转速为1000r/m下观察反电动势的变化，由图可见，即使空载工况气隙厚度也是常数，因此，CPAES可近似成准平滑气隙同步电机。

图10.电枢短路电流随励磁电流变化关系,转速恒为1000r/min .说明：实线为等效磁路模型仿真结果，星线为CPAES样机仿真结果.
将可变阻性负载接至电枢，直流励磁电流恒为6A，转速恒为1000r/m，电枢电流和电压的变化趋势如图12所示。

图11. 励磁电流5A, 转速1000rpm下的空载反电势.

图12.纯阻性负载工况下电枢电压随电枢电流变化关系.说明：实线为等效磁路模型仿真结果，星线为CPAES样机仿真结果.
六 结论
本篇论文主要对定子带励磁绕组新型爪极发电机（CPAES）的发电性能进行研究。首先分析磁路中的磁通路径，考虑电枢反应建立CPAES等效磁路；然后基于牛顿-莱福逊算法计算等效磁路；最后分别在电枢短路和接阻性负载情况下实验校验MEC理论计算值。由此可见，要将CPAES作为一项纯熟的技术应用于汽车动力发电系统还有很长的路要走。
致谢
制造CPAES样机的法国卡尚高等师范学校萨蒂实验室

参考文献
[1] Y. Guo, J. Zhu, and D. G. Dorrell, “Design and analysis of a claw polepermanent magnet
motor with molded soft magnetic composite core,”IEEE Trans. Magn., vol. 45, no. 10, pp.
4582–4585, Oct. 2009.
[2] Y. P. Dou, Y. G. Guo, J. G. Zhu, and H. Y. Lu, “Effect of armaturereaction of a
permanent-magnet claw pole SMC motor,” IEEE Trans.Magn., vol. 34, no. 6, pp. 2561–2563,
Jun. 2007.
[3] S. H. Lee, S. O. Kwon, J. J. Lee, and J. P. Hong, “Characteristic analysisof claw-pole machine
using improved equivalent magnetic circuit,”IEEE Trans. Magn., vol. 45, no. 10, pp.
4570–4573, Oct. 2009.
[4] H. Bai, S. D. Pekarek, J. Tichenor, W. Eversman, D. J. Buening, G.R. Holbrook, and R. J.
Krefta, “Incorporating the effects of magneticsaturation in a coupled-circuit model of a
claw-pole alternator,” IEEETrans. Energy Convers., vol. 22, no. 2, pp. 290–298, 2007.
[5] C. Kaehler and G. Henneberger, “Transient 3-D FEM computation ofeddy-current losses in
the rotor of a claw-pole alternator,” IEEE Trans.Magn., vol. 40, no. 2, pp. 1362–1365, Mar.
2004.
[6] L. Li, A. K. Lebouc, A. Foggia, and J. C. Mipo, “Influence of magneticmaterials on claw pole
machines behavior,” IEEE Trans. Magn., vol.46, no. 2, pp. 574–577, Feb. 2010.
[7] H. Aloui, A. Ibala, A. Masmoudi, M. Gabsi, and M. Lecrivain, “Reluctantnetwork based
investigation of a claw pole alternator with DCexcitation in the stator,” COMPEL, vol. 27, no.
5, pp. 1016–1032, 2008.
[8] D. Hagstedt, F. Marquez, and M. Alakula, “A comparison betweenPMSM, EMSM and
SMSM in a BAS application,” in XVIII Int. Conf.Electrical Machines, Vilamoura, Portugal,
Sep. 2008.
[9] A. Deale, L. Albert, L. Gerbaut, and F. Wurtz, “Automatic generationof sizing models for the
optimization of electromagnetic devices usingreluctance networks,” IEEE Trans. Magn., vol.
40, no. 2, pp. 830–833,Mar. 2004.
[10] B. Du Peloux, L. Gerbaut, F. Wurtz, V. Leconte, and F. Dorschner,“Automatic generation of
sizing static models based on reluctance networksfor the optimization of electromagnetic
devices,” IEEE Trans.Magn., vol. 42, no. 4, pp. 715–718, Apr. 2006.

Amina Ibala：于2006年获得机电工程学士学位，2007年获得电机分析与控制硕士学位，毕业于突尼斯斯法克斯工程学校，目前正攻读爪极电机的设计与建模哲学博士学位。

Ahmed Masmoudi：于1984年获得突尼斯斯法克斯工程学校电气工程学士学位，1994年获得法国巴黎第六大学电气工程哲学博士学位，2001年获得工程科学学会科研管理能力学位。现任电气工程学教授，兼任“可再生能源与电力机车”研制单位管理者、《系统、信号与设备学报》主编、“电力机车和可再生能源”国际展览会的项目委员会主席。目前致力于电机新型拓扑结构的设计和驱动器与发电机先进控制策略的实现，该理论同样适用于可再生能源系统。

指导教师评语：

该生外文翻译内容与所研究课题密切相关，译文较为通顺，翻译质量较好，翻译字数符合学校毕业设计要求。但在长句翻译逻辑性方面尚有欠缺，并且对特定外文词汇的翻译尚缺乏一定的准确性，对一些特定词汇的理解尚有不足，需要再日后的学习中针对性对待。

指导教师签字：
年 月 日