新型分段定子开关磁阻电机转...增强和径向力减小的分析研究_黄朝志.pdf

2023 年第 42 卷7 月第 7 期机 械 科 学 与 技 术Mechanical Science and Technology for Aerospace EngineeringJulyVol422023No7http:/journalsnwpueducn/收稿日期:20210713基金项目:国家自然科学基金项目(51767009)作者简介:黄朝志(1978)，副教授，博士，研究方向为磁阻电机噪声振动分析及电磁场有限元数值计算，huangchaozhi163com黄朝志，段锦锋，曹文盛新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究 J 机械科学与技术，2023，42(7):1035-1043新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究黄朝志，段锦锋，曹文盛(江西理工大学 电气工程与自动化学院，江西赣州341000)摘要:开关磁阻电机由于结构简单和启动转矩大等优点应用于许多领域，然而与永磁电机相比，其表现出较低的密度转矩和较大的振动噪声。文中提出一种新型分段定子开关磁阻电机，并在每个定子块两侧增设永磁体，构成分段定子混合励磁开关磁阻电机。首先介绍了拓扑结构和原理，磁路等效法证明了永磁体对气隙磁通加强作用，同时通过有限元仿真得出永磁体对转矩密度的影响并得出优化永磁体厚度。其次建立外转子齿顶开槽模型分析径向力减小的原理，同时对不同槽口宽度和深度模型仿真分析，得到优化尺寸。最后仿真表明，分段定子混合励磁开关磁阻电机的平均转矩提高了 342%，转矩脉动下降了 193%，定转子重叠区间的径向力波降低了 125%，有效降低了径向力，改善了振动噪声。关键词:分段定子开关磁阻电机;永磁体;混合励磁;外转子齿顶开槽;径向力波;振动噪声中图分类号:TM352文献标志码:ADOI:1013433/jcnki1003-872820220061文章编号:1003-8728(2023)07-1035-09esearch on Torque Enhancement and adial Force eduction ofNovel Switched eluctance Motor with Segmental StatorsHUANG Chaozhi，DUAN Jinfeng，CAO Wensheng(Institute of Electrical Engineering and Automation，Jiangxi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，Jiangxi，China)Abstract:Due to advantages of simple structure and large starting torque of switched reluctance motor(SM)，ithas been used in many fields However，SM shows lower torque density and larger vibration noise compared withpermanent magnet(PM)motor In this paper，a novel segmentation stator SM is proposed，which had PMslocated on both sides of stator block to form segmented stator hybrid excitation SM(SSHESM)Firstly，thetopology structure and working principle of SSHESM was introduced，and proven the intensified effect of PMs toair-gap flux density based on magnetic equivalent circuit Meanwhile，the finite element method was used to analyzeimpact of PMs on torque density and obtained the optimal thickness of PMs Then，the model of rectangular slot ofex-rotor teeth was established to analyze principle of reducing the radial electromagnetic force，meanwhile，theoptimal size is obtained by FEM to different width and depth Finally，it is proved that the average torque ofSSHESM is increased by 342%and torque ripple is decreased by 193%as well as the radial force wave in theoverlap area between stator and rotor is reduced by 125%，which can effectively reduce radial electromagneticforce and improved vibration and noiseKeywords:segmented stator SM;permanent magnet(PM);hybrid excitation;rectangular slot of ex-rotor tooth;radial force wave;vibration and noise开 关 磁 阻 电 机(Switched reluctance motor，SM)以其结构简单、启动转矩大，容错性能好等优点在纺织、冶金和交通运输等领域得到越来越多应用推广1。然而，与永磁电机和感应电机相比，SM机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/的电磁转矩较低和振动噪声较大是它的致命缺点，降低了 SM 及其驱动的总体性能2-3。在改善 SM 的电磁转矩方面，许多学者提出独立的定转子模块结构或将永磁体和 SM 相结合构成混合励磁开关磁阻电机，独立的定转子模块结构主要有分段定子和分段转子。在模块化定转子及永磁材料和 SM 相结合方面，Xue 等提出一种应用于风力发电的分段 C 型分段定子结构 SM，质量较轻，启动更容易4。Szab 与 uba 对 C 型分段定子结构 SM 进行了研究，结果表明该结构 SM 与传统 SM 相比有更好的容错性能，铁损也比较低5。Labak 与 Kar 提出一种五相分段定子扁平型结构SM，结果表明该新结构 SM 具有更高的效率6。Ding 等提出一种 E 型分段定子和分段转子 SM 模型，结果表明与传统 SM 相比，该结构 SM 可以提供更高的输出转矩且有良好的功率密度7。Lee 等对 E 型分段定子进行了分析、优化和测试，结果表明 E 型分段定子结构 SM 与传统 SM 相比，铜料和钢料都节省了 20%，电磁转矩更高，铁心损耗更小8-9。模块化的定转子结构使得主磁通只在该模块中形成闭合磁路，因此较短的磁通路径，使得损耗更小，铁心中磁通量提高产生了高扭矩，在永磁体和SM 结合方面，Hasegawa 等提出一种新型结构SM，并将永磁体置于定子轭部，结果表明输出转矩和效率都有所提高10。Andrada 等对一台三相 S6-5 极 HM 进行了研究，结果表明 HM 于传统SM 相比，磁路更短，损耗更小，功率密度和效率都较高，然而该结构 HM 产生了单边径向磁拉力，导致较大的振动噪声11。在此基础上，Ding 等对提出一种 U 型分段定子 S12-10 极 SM，并在每个定子块齿间加入永磁体构成混合励磁分段定子 SM，结果表明该电机在平均转矩、转矩脉动、效率和启动性能上都有很大提高12。Farahani 等对一种 S48-50多齿外转子的 PM-SM 进行研究，结果表明该电机输出扭矩更大和功率显著增加13。黄朝志等对一种 S12-8 分段转子混合励磁 SM 进行研究，结果表明与传统 SM 相比，该电机的输出转矩更大且转矩脉动更小14。在减小 SM 振动噪声方面，许多文献表明定子铁心受到周期性的径向磁吸力和电流换相时产生的转矩脉动是振动噪声的主要来源15-16。Yang 等提出在定转子冲压叠片时沿着轴向错开一定角度，可以分散径向磁吸力以减小振动17。Isfahani 等18 对传统 SM 和双定子结构 SM 的径向磁吸力进行了比较分析，结果表明双定子结构 SM 的径向磁吸力幅值更小，振动更小。Balaji 等提出了一种锥形定子极结构，并结合非均匀气隙的定子极弧，结果表明新定子机极结构可有效降低转矩脉动19。张鑫等提出在转子两侧开矩形槽口以改变气隙磁密方向，使得部分径向磁密变成切成磁密，从而抑制径向力波20-21。黄朝志等通过在定子单侧添加极靴使得定转子重叠位置的磁导增加，提高了换相时的最小转矩，从而减小了转矩脉动，在此基础上，在定子齿顶开矩形槽口改变了气隙磁密方向以减小径向力波22。本文结合模块化定转子结构的优势以及与永磁材料对 SM 电磁转矩的增强作用，提出了一种分段定子 SM，并在每个模块定子增设两个永磁体，使其构成分段定子混合励磁开关磁阻电机(Segmentedstator hybrid excitation switched reluctance motor，SSHESM)，采用等效磁路法分析了永磁体增磁原理，基于有限元软件 Maxwell 分析了永磁体对电机电磁转矩的动态性能，结果表明 SSHESM 比分段定子SM 表现出更强的电磁转矩和更小的转矩脉动，在此基础上，对 SSHESM 的径向力波进行分析，通过在外转子齿顶开设了矩形槽口，改变了气隙磁密的方向，使得部分径向磁密变成切向磁密，从而抑制了径向力波，有效改善了 SSHESM 的振动噪声。1电机结构与原理11电机结构与工作原理图 1 表示 SSHESM 拓扑结构，该电机有 6 个W 型定子块组成，共有24 个定子齿和22 个转子齿。该结构有三相绕组，每个定子块都有绕组，径向相对的绕组串联为一相。在每个定子块的两侧齿间加入永磁体，永磁体磁化方向如图 1 中箭头所示，表 1 给出 SSHESM 的主要尺寸和参数。图 16/22 SSHESM 几何结构Fig 16/22 SSHESM geometric structure6301第 7 期黄朝志，等:新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究http:/journalsnwpueducn/表 1SSHESM 的主要参数Tab 1Key parameters of SSHESM参数数值定子外径14228 mm定子内径79.28 mm定子轭厚6.83 mm定子齿高24.8 mm定子极弧5.58 mm气隙长度0.6 mm硅钢片材料DW470匝数55参数数值转子外径172 mm转子内径143.48 mm转子轭厚6.76 mm转子齿高7.51 mm转子极弧5.46 mm轴向长度100 mm永磁体材料NdFe30槽满率65.4%SSHESM 与传统 SM 都遵循最小磁阻原理，定义图2 为外转子初始位置，当绕组中无电流时，永磁体磁通不会穿过气隙且与自身所在定子块构成闭合磁路。如图3a)所示，当 A 相励磁后，由绕组产生的磁通迫使永磁体磁通一同穿过气隙并达到外转子，此后再回到定子铁心，永磁体加强了气隙磁密，外转子从初始位置开始旋转到图3a)所示位置，此时 A 相关断 B 相励磁，外转子逆时针旋转到图 3b)所示位置，此时 B 相关断C 相励磁，外转子又逆时针转过一个角度，外转子逆时针旋转到图3c)所示位置，此时外转子再次回到初始位置，当三相绕组轮流通电，外转子就会逆时针不停地旋转起来。当某相绕组励磁时，该相永磁体磁通就会同该绕组产生的磁通一同穿过气隙达到转子，此后再回到定子，而因为定子是分段的，故其他相永磁体只与其所在的定子块构成闭合磁路，对励磁相不产生影响。图 2无电流时的磁通路径Fig 2Flux path in the absence of current图 3SSHESM 工作原理图Fig 3SSHESM working principle diagram12永磁体的增磁原理当 SSHESM 工作时，励磁绕组产生的磁通迫使永磁体磁通一同穿过气隙并达到转子，使得气隙磁密增大。为了证明这些言论，根据图 4 所示参数，因为定子块是对称结构，且左右两侧磁通路径相同，故使用磁路等效法针对回路 1、回路 2 和节点建立单侧 KVL 和 KCL 方程:Fe=32e(sp1+sp2+sp3+sy)+g(rp1+rp2+ry+2g)Fpm=pmpm+g(rp1+rp2+ry+2g)g=pm+12e(1)式中:sp，sy，rp，ry，g和 pm分别为定子极磁阻、定子轭磁阻、转子极磁阻、转子轭磁阻、气隙磁阻和永磁体磁阻;e，pm和 g分别为绕组励磁磁通、永磁体磁通和气隙处磁通;Fe和 Fpm表示绕组磁动势和永磁体磁动势。整理式(1)，使得 e=sp1+sp2+sp3+sy，=rp1+rp2+ry+2g得到:Fe=32ee+gFpm=12epm+g(+pm)(2)求解式(2)，g和 e表示为:g=Fepm3e(+pm)+pm+3Fpme3e(+pm)+pme=Fe(+pm)3e(+pm)+pmFpm3e(+pm)+pm(3)因永磁体磁阻远大于铁心磁阻，由式(3)可知，当没有永磁体时，铁磁中的磁通和气隙磁通是相等7301机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/的，当有永磁体时，永磁体使得气隙处磁通增强且定子极磁通减弱，因此 SSHESM 处于不饱和情况下可产生更大的转矩。图 4SSHESM 等效磁路Fig 4SSHESM equivalent magnetic circuit2永磁体厚度对转矩特性的分析21永磁体对转矩的影响单相电场的输入电能增量为dWe=id=md=g0lstkrd(4)式中:i，0，lstk，r，g，g 和 g分别为绕组电流、真空磁导率、铁心叠厚，转子内径、气隙磁通、气隙长度，气隙磁阻。其中 g=g/0lstkr。磁场中的储存能量可表示为Ws=g220lstkr(5)忽略铜损和铁损，根据能量守恒方程 dWe=dWs+dWm，则机械能增量表示为dWm=g2olstkr2g2d(6)根据式(6)可得电磁转矩为Te=Wm=g2olstkr2g2(7)由式(7)可知，电磁转矩 Te和气隙磁通 g相关，且气隙磁通 g越大，电磁转矩 Te越大。图 5 表示在斩波电流下有无永磁体时的气隙磁密以及绕组无电流时的气隙磁密，观察可知，相比于无永磁体的气隙磁密，有永磁体时的气隙磁密要大许多，且当绕组中无电流时，气隙磁密很小，其永磁体磁通基本不会穿过气隙到达转子。图 5气隙磁密Fig 5Magnetic flux density in the air gap不同转子位置的静态转矩如图6 所示。由图 6 可知，SSHESM 的电磁合成转矩是磁阻转矩和永磁转矩之和，比分段定子 SM 电磁转矩更高，且相比较与永磁转矩和磁阻转矩，其齿槽转矩几乎可以忽略不记。图 6不同转子位置的静态转矩Fig 6Static torque at different rotor positions22永磁体厚度参数优化由上文分析可知定子块两侧永磁体加强了气隙磁通，从而提高了电磁转矩，而永磁体位置和厚度对转矩特性有很大影响，不仅会影响槽满率，且不利于电机散热，更提高了工艺成本。在满足电机实际装配工艺基础上，选择在定子齿距离气隙 0.5 mm 处放置永磁体，且永磁体厚度的研究范围在 05 mm内，对转矩特性进行动态分析。图 7不同永磁体厚度下的平均转矩和转矩脉动Fig 7Average torque and torque ripple at differentpermanent magnet thicknesses8301第 7 期黄朝志，等:新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究http:/journalsnwpueducn/由图 7 可知，当加入永磁体后，平均转矩和转矩脉动开始明显变化，但不会随着永磁体厚度增加而线性变化，当永磁体厚度在 14 mm 时，电磁转矩和转矩脉动变化增幅越来越平缓，当永磁体厚度在 45 mm 时，平均转矩和转矩脉动均不再有明显变化，故选择 4 mm 永磁体放置在定子块两侧，电磁平均转矩提高了 34.2%，转矩脉动下降了 19.3%。定子块两侧永磁体的存在使得电磁转矩提高，电机电磁转矩表达式为Te=12i2dLd(8)这是因为永磁体对电感变化率影响很大，以 B 相为例分析永磁体对电磁转矩的影响，将转矩变化过程分成4 个阶段。如图8 所示，在 onm间，A 相电流迅速减小，B 相电流虽迅速增加，由于定转子处于完全不对称位置附近，不同永磁体厚度下的电感和电感变化率都很小且几何重合，故两相合成转矩先减小后增加，在 Ta处，两相合成转矩达到最小。在 moff间，B 相电流不再变化，定转子开始重合，电感值发生了明显变化，随着永磁体越厚其电感变化率越大，在 Tb前，因电感变化率达到了最大值，故瞬时转矩达到峰值，永磁体厚度越厚，最大电感变化率就越大，其瞬时转矩峰值就越大，在 Tb后，电感变化率变小，且永磁体越厚，电感变化率减小的幅度就越小，瞬时转矩开始下降，在 off处，B 相电流截止，电磁转矩开始迅速减小。图 8不同永磁体厚度下的电磁转矩和电感Fig 8Electromagnetic torque and electric power atdifferent permanent magnet thicknesses由上文分析出永磁体最佳厚度为 4 mm。如图9 所示，磁阻转矩和永磁转矩相叠加合成电磁转矩，在磁阻转矩未到达峰值转矩之前，永磁转矩只有不到 2 Nm，在磁阻转矩峰值后和励磁电流关断前，磁阻转矩开始下降，永磁转矩却开始攀升，弥补了磁阻转矩下降部分，此时永磁转矩峰值可达 8 Nm，最终表现为整个电磁转矩增强。图 9磁阻转矩和永磁转矩Fig 9eluctance torque and permanent magnetic torque3外转子开槽前后径向磁吸力分析31径向力减小的原理分析SSHESM 工作时，定转子间周期性的磁吸力导致定子发生形变，而磁吸力除了给转子提供牵引力的切向分量，还有造成较大振动噪声的径向分量，而磁吸力切向分量本身存在转矩脉动也会导致振动噪声问题，而磁吸力径向分量是 SSHESM 产生振动噪声主要因素，若可以有效减小径向磁吸 力，SSHESM 的振动噪声也会得到明显改善。文中通过在外转子齿顶开设矩形槽口，建立外转子齿顶开槽模型分析径向磁吸力的前后变化如图 10 所示。图 10径向力分析Fig 10adial force analysis根据虚位移公式，SSHESM 的径向磁吸力 Fr表达式为Fr=dWmdg(9)式中:Wm为磁共能;g 为气隙。假设磁路为线性时，磁共能 Wm可表达为9301机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/Wm=12i2NP(10)式中:i 为绕组电流;N 为线圈匝数;P 为磁导，P=1/m，m为磁阻。m=g0S(11)式中:0为真空磁导率;S 为定转子的重叠面积。当电流 i 恒定时，整理式(9)式(11)得到径向磁吸力Fr表达式为Fr=120i2N2S1g2=120i2N2lstktg2(12)式中 S=lstkr=lstkt。气隙长度 g 和重叠长度 t 影响着径向磁吸力的大小，当定转子间气隙长度越大，径向磁吸力越小，定转子重叠区域越大，径向磁吸力越大，若适当增大定转子重叠区域的气隙长度，则可以有效降低径向磁吸力。根据图 10 参数计算，得到未开槽转子和开槽转子径向磁吸力 Fr1和 Fr2分别为:Fr1=120i2Nlstkt1g2Fr2=120i2Nlstkag2+t a(g+b)2()(13)在式(13)中，由 Fr1减去 Fr2，得=t ag2t a(g+b)2 0(14)由式(14)可知，外转子齿顶开槽后，定子齿受到的径向磁吸力明显更小，且槽口宽度和深度影响着径向磁吸力，若选择在外转子齿顶开设大小合适的矩形槽口，则可以较大程度减小降低径向磁吸力。32外转子齿顶开槽参数优化由径向力理论分析可知，外转子开槽可以有效减小径向磁吸力，其本质是改变了定转子间磁力线的入射角度，由于开槽效应，使得开槽区域原来的磁力线因磁阻变大而走向磁阻更小的未开槽区域，外转子齿顶槽口如图 11 所示。图 11外转子齿顶槽口Fig 11Outer rotor tooth top slot根据麦克斯韦张量法，径向力波 fr可表示为fr=B2r B2t20(15)式中:Br为径向磁密;Bt为切向磁密。由于定子块是左右对称结构，只需分析单侧两个齿即可，如图12a)所示，齿 1 处的磁力线由定子入射转子，齿 2 处的磁力线由转子入射定子，外转子齿顶开槽后，该区域的磁力线因磁阻过大而走向了磁阻更小的一侧，这样使得定转子重叠区域磁力线的入射角度 变大，气隙径向磁密变成切向磁密，根据式(15)，径向磁密减小且切向磁密增大，从而使得径向力波减小，达到抑制径向磁吸力的目的。图 12气隙处磁力线分布Fig 12Magnetic field line distribution at the air gap321宽度影响根据式(13)可知，外转子齿顶槽口大小对SSHESM 的径向磁吸力有影响，并且外转子齿顶开槽后对电磁转矩也会有所削弱，根据开槽规律，对不同槽口宽度和深度电机模型进行有限元分析，以得到更优的槽口尺寸。为了保证外转子的机械强度以及防止漏磁产生，开槽宽度和深度不超过其齿宽和齿高的二分之一，故文中选择槽宽和槽深在 1 3 mm范围内进行研究。首先针对不同宽度槽口进行分析，因电机气隙长度对转矩有很大影响，在满足工艺装配和正常运行条件下，槽口要尽可能小，因此，这里固定槽口深度 1 mm不变，宽度从0 起以 1 mm 进至 3 mm，对 SSHESM 的转矩特性和径向力波进行动态仿真分析。相绕组断电时，定转子重叠区域最大，此时定转子间的气隙磁密最大，根据式(14)，径向力波也达到最大，而外转子齿顶开槽后，改变了定转子重叠区域的磁力线分布，为了客观而准确地分析外转子开槽前后径向力波的变化，文中只选择定转子重叠区间的径向力波累加值进行分析，齿 1 与转子的重叠区间角度在153156，定义为 M 区间，齿2 与转子的重叠区间角度在 169172，定义为 N 区间，故 M和 N 区间的径向力波累加值分别可以表示为:0401第 7 期黄朝志，等:新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究http:/journalsnwpueducn/fr1=MB2r B2t20fr2=NB2r B2t20(16)如图 13 所示，外转子齿顶开槽后，M 和 N 区间的径向力波累加值 fr1和 fr2下降较为明显，随着槽口越宽，其下降趋势几乎为线性。如图 14 所示，由于开槽效应，根据式(7)，定转子间的气隙磁通发生了变化，导致电磁转矩线性减小，当槽口宽度在 1 mm时，其转矩脉动达到最小，为了尽可能使得电磁转矩较小的损失，选择槽口宽度在 1 mm。图 13不同开槽宽度 M 和 N 区间径向力波累加值Fig 13Cumulative radial force wave values at differentgroove widths in the M and N intervals图 14不同开槽宽度的平均转矩和转矩脉动Fig 14Average torque and torque ripple at different groove widths322深度影响选定了开槽宽度在 1 mm 后，开槽深度从 0 起以 1 mm 步进至 3 mm，对 SSHESM 的转矩特性和径向力波进行动态仿真分析。齿 1 和齿 2 与转子重叠区间还是 M 和 N 区间，依旧对该区间的径向力波累加值 fr1和 fr2进行分析。如图 15 所示，外转子齿顶开槽后，M 和 N 区间的径向力波累加值 fr1和 fr2开始减小，当槽口在 12 mm时，其下降幅度较大，当槽口在 23 mm 时，不再有明显变化。如图 16 所示，外转子齿顶开槽后，平均转矩和转矩脉动都有较大的下降，当槽口在 1 3 mm时，平均转矩有较小的降低，而转矩脉动几乎不再变化，故选择开槽深度为 2 mm。图 15不同开槽深度 M 和 N 区间径向力波累加值Fig 15Cumulative radial force wave values at differentgroove depths in the M and N intervals图 16不同开槽宽度的平均转矩和转矩脉动Fig 16Average torque and torque ripple at different groove widths综合以上分析结果，外转子齿顶槽口大小对SSHESM 的转矩特性和径向力波有较大的影响，都是随着槽口宽度和深度的增加呈现不同程度的下降，通过比较不同开槽尺寸的仿真结果，最终确定在外转子齿顶开设一个宽度 1 mm、深度 2 mm 的矩形槽，相比较于未开槽转子，其电磁平均转矩下降了9.9%，转矩脉动下降了 2.8%，M 和 N 区间的径向力波累加值 fr1和 fr2分别下降了 12.9%和 12.1%。4性能对比综合对比分析，为增强该结构电机电磁平均转矩，文中选择在定子块两侧嵌放厚度为 4 mm 的永磁体，如图 17 所示，定转子对齐位置和非对齐位置之间围成的封闭区域为电机的磁共能，且面积越大，电机的电磁转矩就却大，显然 SSHESM 的磁共能比分段 SM 的要大，故 SSHESM 具有更大的电磁转矩，由于永磁转矩弥补了下降的部分磁阻转矩，使得转矩脉动更小。1401机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/图 17SSHESM 和分段定子 SM 的磁共能Fig 17Magnetic co-energy of SSHESMand segmented stator SM由图 18 所示的转矩对比可知，无永磁体时，电磁平均转矩为 17.5 Nm，转矩脉动为 1.4，在定子块两侧加入永磁体后，电磁转矩有了明显提升，电磁平均转矩为 23.5 Nm，转矩脉动为 1.1，其电磁平均转矩提高了 34.2%，转矩脉动降低了 19.3%。图 18转矩对比Fig 18Torque comparison为抑制 SSHESM 径向磁吸力，改善其振动噪声，文中选择在外转子齿顶开设宽度 1 mm、深度2 mm矩形槽口。因径向气隙磁密比切向气隙磁密大很多，故忽略切向气隙磁密，由图 19 所示的 M 和 N 区间的径向磁密累加值可知，外转子齿顶开槽前，M 和 N 区间的径向气隙磁密累加值为 9.1 T 和 10.2 T，开槽后为8.5 T 和9.5 T，M 和 N 区间的气隙磁密径向分量累加值分别降低了 5.8%和 6.5%。图 19M 和 N 区间的径向磁密累加值Fig 19Cumulative radial magnetic flux densityvalues in the M and N intervals由图 20 所示的径向力波可知，M 和 N 区间的径向力波累加值开槽前为 3.6 MPa 和 5.3 MPa，开槽后为 3.2 MPa 和 4.6 MPa，M 和 N 区间的径向力波累加值分别降低了 12.9%和 12.1%。图 20径向力波Fig 20adial force ripple在定转子对于对准位置时，气隙磁密达到最大，径向磁吸力也达到最大，如图 21 所示的径向磁吸力的 3 个峰值点正好是定转子对准时刻的径向磁吸力，外转子齿顶开槽前分别为 2 465.3 N、2 488.1 N和 2 508.5 N，外转子齿顶开槽后分别为 2 149.6 N、2 229.5 N 和 2 174.1 N，径向磁吸力峰值分别降低了 12.8%，10.4%和 13.3%。图 21径向磁吸力Fig 21adial magnetic force5结论1)绕组在斩波电流下，定子块两侧永磁体磁通与励磁绕组磁通一同穿过气隙达到外转子，气隙磁通的增强使得电磁平均转矩提高了 34.2%，由于永磁转矩弥补了下降的部分磁阻转矩使得转矩脉动降低了 19.3%。2)通过在外转子齿顶开设矩形槽口可以有效减小 SSHESM 径向力波，改善振动特性，但是随着槽口变大，电磁转矩也会出现明显的降低，综合考虑在电磁平均转矩和径向力波，确定了最终的槽口，在电磁平均转矩降低了 9.9%的同时，M 和 N 区间的径向力波累加值降低了 12.9%和 12.1%，三相绕组径向磁吸力峰值分别降低了 12.8%、10.4%和 13.3%。2401第 7 期黄朝志，等:新型分段定子开关磁阻电机转矩增强和径向力减小的分析研究http:/journalsnwpueducn/参考文献 1 YI F，CAI W Modeling，control，and seamless transitionof the bidirectional battery-driven switched reluctancemotor/generator drive based on integrated multiport powerconverter for electric vehicle applications J IEEETransactions on Power Electronics，2016，31(10):7099-7111 2 陈美玲，石瑶，张云，等高真空工况下开关磁阻电机温度场分析 J 电测与仪表，2020，57(19):45-50CHEN M L，SHI Y，ZHANG Y，et al Analysis oftemperature field of switched reluctance motor underhigh vacuum conditionsJ Electrical Measurement Instrumentation，2020，57(19):45-50(in Chinese)3 GAN C，WU J H，SUN Q G，et al A review onmachine topologies and control techniques for lowVnoiseswitchedreluctancemotorsinelectricvehicleapplications J IEEE Access，2018，6:31430-31443 4 XUE X D，CHENG K W E，BAO Y J，et al Switchedreluctance generators with hybrid magnetic paths forwind power generation J IEEE Transactions onMagnetics，2012，48(11):3863-3866 5 SZABO L，UBA M Segmental stator switched reluctancemachineforsafety-criticalapplications J IEEETransactions on Industry Applications，2012，48(6):2223-2229 6 LABAK A，KA N C Designing and prototyping a novelfive-phase pancake-shaped axial-flux SM for electricvehicle application through dynamic FEA incorporatingflux-tube modelingJ IEEE Transactions on IndustryApplications，2013，49(3):1276-1288 7 DING W，HU Y F，WU L M Analysis and developmentof novel three-phase hybrid magnetic paths switchedreluctancemotorsusingmodularandsegmentalstructuresforEVapplications J IEEE/ASMETransactions on Mechatronics，2015，20(5):2437-2451 8 LEE C，KISHNAN New designs of a two-phaseE-core switched reluctance machine by optimizing themagnetic structure for a specific application:concept，design，and analysis J IEEE Transactions on IndustryApplications，2009，45(5):1804-1814 9LEE C，KISHNAN，LOBO N S Novel two-phaseswitched reluctance machine using common-pole E-corestructure:concept，analysis，andexperimentalverification J IEEETransactionsonIndustryApplications，2009，45(2):703-711 10 HASEGAWA Y，NAKAMUA K，ICHINOKUA O Anovel switchedreluctancemotorwiththeauxiliarywindings and permanent magnets J IEEE Transactionson Magnetics，2012，48(11):3855-3858 11 ANDADA P，BLANQU B，MATNEZ E，et al A noveltype of hybrid reluctance motor drive J IEEE Transactionson Industrial Electronics，2014，61(8):4337-4345 12 DING W，FU H G，HU Y F Characteristics assessmentand comparative study of a segmented-stator permanent-magnet hybrid-excitation SM drive with high-torquecapability J IEEE Transactions on Power Electronics，2018，33(1):482-500 13 FAAHANI E F，KONDELAJI M A J，MISALIM MA new exterior-rotor multiple teeth switched reluctancemotor with embedded permanent magnets for torqueenhancementJ IEEE Transactions on Magnetics，2020，56(2):1-5 14 黄朝志，宋秀西，郭桂秀，等一种新型混合励磁分段转子开关磁阻电机 J 科学技术与工程，2020，20(5):1900-1907HUANG C Z，SONG X X，GUO G X，et al A no