王旭東，于勇，2，閆美存，劉金鳳

(1.哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，哈爾濱 150080；2.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司 國(guó)家級(jí)技術(shù)中心，山東 青島 266000)

0 引 言

在混合動(dòng)力汽車飛速發(fā)展的同時(shí)，同步電機(jī)傳統(tǒng)勵(lì)磁中滑環(huán)電刷接觸所帶來(lái)不可避免的劣勢(shì)。提出一種新型的勵(lì)磁系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了無(wú)任何電氣接觸的勵(lì)磁方式。非接觸式歷次系統(tǒng)(contactless excitation system，CES)所采用的特殊變壓器稱為松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器，CES以高頻電源為支撐，感應(yīng)耦合電能傳輸系統(tǒng)(inductive coupled power transfer，ICPT)為基礎(chǔ)。與ICPT系統(tǒng)相對(duì)靜止的變壓器情況不同，松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器高轉(zhuǎn)速，機(jī)械性能要求嚴(yán)格，控制復(fù)雜，器件占用體積小等成為核心問(wèn)題[1-3]。另一方面CES不帶有滑環(huán)接觸，電刷結(jié)構(gòu)，電纜接觸以及插頭接觸，提高了該勵(lì)磁系統(tǒng)的魯棒性和安全性。松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器電能傳輸?shù)男阅軆?yōu)劣是CES得以實(shí)現(xiàn)的核心問(wèn)題，它的良好運(yùn)行是整個(gè)系統(tǒng)的必要前提和運(yùn)行保障[4-8]。文獻(xiàn)[9]針對(duì)ICPT系統(tǒng)的變壓器進(jìn)行磁路模型的優(yōu)化設(shè)計(jì)，分析繞組繞制不同方式對(duì)整體性能帶來(lái)的影響。文獻(xiàn)[10]分析不同方式下的磁路模型并給出相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，文獻(xiàn)[11]介紹針對(duì)非接觸式能量傳輸系統(tǒng)所采用的S/SP型補(bǔ)償策略的優(yōu)勢(shì)，同時(shí)給出電壓增益和T型等效電路。傳統(tǒng)的ICPT系統(tǒng)中的變壓器都是相對(duì)靜止的能量傳輸系統(tǒng)。新西蘭奧克蘭大學(xué)的學(xué)者J. T.Boys等專家主要研究ICPT的高功率傳輸以及將變壓器設(shè)計(jì)成旋轉(zhuǎn)的形式，應(yīng)用于機(jī)器人手臂回旋方式，內(nèi)部變壓器轉(zhuǎn)速只有大概50 r/min，本文設(shè)計(jì)的CES中松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器，轉(zhuǎn)速將達(dá)到1 000 r/min以上。英國(guó)愛(ài)丁堡大學(xué)針對(duì)不同拓?fù)溥M(jìn)行深入的模型轉(zhuǎn)換研究，同時(shí)針模型之間的轉(zhuǎn)換進(jìn)行了詳盡的運(yùn)算推導(dǎo)和準(zhǔn)確的模型轉(zhuǎn)換。同時(shí)SeungWoo K等學(xué)者針對(duì)靜止無(wú)線充電理論和性能作出實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[12-15]。

本文在2D仿真模塊下，分析不同工作氣隙時(shí)毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)浯帕€的分布情況，得到二者勵(lì)磁線閉合的優(yōu)劣程度和最優(yōu)工作氣隙。在3D仿真模塊下，分析相同條件下，毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)浯艌?chǎng)建立情況和磁感應(yīng)強(qiáng)度參數(shù)。綜合各項(xiàng)仿真結(jié)果確定毗連型為在高速旋轉(zhuǎn)的勵(lì)磁情況下，是應(yīng)用于CES的最優(yōu)繞制拓?fù)?。結(jié)合串聯(lián)諧振補(bǔ)償策略，在最優(yōu)工作氣隙，發(fā)電機(jī)額定轉(zhuǎn)速的條件下進(jìn)行毗連型和嵌套型的松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器傳輸性能的對(duì)比實(shí)驗(yàn)，同時(shí)得到相應(yīng)的效率參數(shù)。所進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了仿真所確定毗連型繞制拓?fù)涞恼_性以及CES采用毗連型繞制拓?fù)涞目尚行?，針?duì)CES最優(yōu)變壓器繞制方式毗連型繞制方式進(jìn)行對(duì)應(yīng)勵(lì)磁實(shí)驗(yàn)，得到較為滿意和合理的勵(lì)磁結(jié)果。對(duì)進(jìn)一步完善非接觸勵(lì)磁這一全新概念和關(guān)鍵技術(shù)起到至關(guān)重要的作用，對(duì)同步電機(jī)勵(lì)磁提出了一種新的思路[16-19]。

1.1 CES高頻開(kāi)關(guān)電源

非接觸勵(lì)磁系統(tǒng)是在感應(yīng)耦合電能傳輸系統(tǒng)基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)的。相對(duì)于傳統(tǒng)的ICPT系統(tǒng)最大的特點(diǎn)就是松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器的原、副邊分別是相對(duì)靜止以及在高速旋轉(zhuǎn)的不同情況下同時(shí)工作的。這也就帶來(lái)一系列不同于常規(guī)的設(shè)計(jì)方式和變壓器特性問(wèn)題。非接觸勵(lì)磁系統(tǒng)整體框圖如圖1所示。

圖1 非接觸勵(lì)磁系統(tǒng)整體框圖Fig.1 Contactless excitation system

本文設(shè)計(jì)的非接觸勵(lì)磁系統(tǒng)由DC-AC變換器、松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器、AC-DC變換器和勵(lì)磁繞組組成。逆變器通過(guò)高頻PWM信號(hào)控制的開(kāi)關(guān)管將供電電源輸入的直流電變換為高頻交流電，將其加載到松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器的初級(jí)線圈上。該變壓器的次級(jí)感應(yīng)出高頻電壓，經(jīng)過(guò)整流濾波后供給勵(lì)磁繞組。變壓器的次級(jí)繞組和鐵心與電機(jī)的轉(zhuǎn)子同軸排列，由于采用松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器，次級(jí)鐵心隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，磁路幾乎不受任何影響，完全杜絕了滑環(huán)和電刷的反復(fù)磨損所帶來(lái)的缺陷。該勵(lì)磁變壓器可以取代傳統(tǒng)勵(lì)磁系統(tǒng)的集電環(huán)和電刷等裝置，實(shí)現(xiàn)真正意義的無(wú)刷勵(lì)磁。

1.2 松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器裝配

松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器次級(jí)鐵心、整流器、電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心和勵(lì)磁繞組同軸排列。另一部分安裝在電機(jī)定子上，控制器部分和逆變器部分放置在定子殼體空腔內(nèi)，共用直流母線排列于定子殼體內(nèi)表面，變壓器初級(jí)鐵心固定在電機(jī)定子端部，并與次級(jí)鐵心相對(duì)。初、次級(jí)鐵心之間間隙設(shè)計(jì)范圍為1～3 mm，非接觸勵(lì)磁系統(tǒng)裝配圖如圖2所示，裝配剖面圖如圖3所示。

圖2 CES裝配圖Fig.2 CES assembly drawing

圖3 裝配剖面圖Fig.3 Profile of assembly drawing

A-A方向是沿著電機(jī)轉(zhuǎn)軸方向的剖面圖，松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器初級(jí)鐵心與電機(jī)定子端部固定，而次級(jí)鐵心和整流電路固定在轉(zhuǎn)軸上。B-B和C-C方向是垂直于電機(jī)轉(zhuǎn)軸方向在不同位置的剖面圖，沿B-B方向可以清晰看到次級(jí)變壓器內(nèi)部結(jié)構(gòu)。C-C方向可以看到整流電路板的結(jié)構(gòu)，整流器的功能是完成交流變換成直流的過(guò)程，為了避免該整流電路固定在轉(zhuǎn)軸一側(cè)引起偏心，需要將電路設(shè)計(jì)成圓形對(duì)稱結(jié)構(gòu)，平均放置器件，電路板中心掏空，可以令轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)軸通過(guò)。

設(shè)計(jì)了毗連型和嵌套型兩種繞制拓?fù)?，兩種拓?fù)洳捎孟嗤拇殴掼F氧體作為磁導(dǎo)通路徑和相同規(guī)格的利茲線。磁罐的旋轉(zhuǎn)不能影響橫截面磁性區(qū)域和磁路徑長(zhǎng)度，同時(shí)要求上、下磁罐的磁特性和電特性要保持一致。針對(duì)磁罐本身的結(jié)構(gòu)，毗連型繞制拓?fù)渚哂懈鼉?yōu)秀的機(jī)械穩(wěn)定性、更簡(jiǎn)單的繞制方式、更低的加工成本和加工難度。嵌套型繞制拓?fù)鋭t具有更大的磁路耦合面積。兩種繞制拓?fù)渚鶎儆谒神詈贤負(fù)?，磁化電感主要取決于氣隙長(zhǎng)度和繞組橫截面積，漏感取決于繞組相對(duì)位置。而漏感本身會(huì)削弱松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器整體的傳輸性能，帶來(lái)原邊電壓下降，同時(shí)也帶來(lái)副邊電壓的下降，就降低松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器的傳輸性能。當(dāng)存在較弱的傳輸性能時(shí)，也就帶來(lái)較差的品質(zhì)因數(shù)和較弱的勵(lì)磁功率。

2.1 毗連型拓?fù)淠Ｐ?/h3>

從繞制拓?fù)涞奈锢聿季值玫綔?zhǔn)確磁阻模型和電氣模型。毗連型繞制拓?fù)淠Ｐ腿鐖D4所示。毗連型繞制拓?fù)涞奈锢砟Ｐ徒Y(jié)構(gòu)如圖4(a)所示。整個(gè)原、副邊繞組都密集繞制于磁罐內(nèi)，其中黑色部分代表氣隙部分，原、副邊繞組部分分別繞制在上下兩個(gè)“匚”字形起到絕緣作用的尼龍骨架中。由于分別固定在兩塊“匚”型骨架中，其穩(wěn)定性較好。為了增大磁化電感必要的使得黑色氣隙部分在滿足機(jī)械性能良好的前提下盡量地減小，繞組相對(duì)橫截面積要盡量大，這樣所帶來(lái)的磁化電感值也就隨之增加。同時(shí)要求繞組緊密的繞制于磁罐內(nèi)中心柱上，用以減少漏感值。由物理模型可以得出磁通路徑圖示如圖4(b)所示，磁罐路徑磁阻用Rc表示，氣隙路徑磁阻用Rair表示，線圈磁阻用Rlk1和Rlk2表示。等效電路如圖4(c)所示。

根據(jù)公式：

(1)

依據(jù)對(duì)偶法可以推導(dǎo)出等效電路模型，如圖4(c)所示。對(duì)偶物理量為電阻和磁阻，電流和磁通量。

圖4 毗連型繞制拓?fù)淠Ｐ虵ig.4 Adjacent topology model

2.2 嵌套型拓?fù)淠Ｐ?/h3>

嵌套型磁阻模型如圖5所示。嵌套型的物理模型結(jié)構(gòu)如圖5(a)所示，同樣的黑色部分代表氣隙部分，整個(gè)繞組部分繞制在其絕緣作用的“匚”字形尼龍骨架中，繞組縱向存在耦合磁路。由于原、副邊均繞制在一個(gè)“匚”型骨架內(nèi)，因此固定的繞線相穩(wěn)定性差、加工難度大。由于嵌套型繞組繞制方式?jīng)Q定了只能有原邊繞組貼緊磁罐的中心磁柱繞制，而另一部分則在機(jī)械性能允許的情況下盡量靠近中心磁柱。由物理模型可以得出磁通路徑圖示如5(b)所示，磁罐路徑磁阻用R1到R8表示，氣隙路徑磁阻用Rair1和Rair2表示，線圈磁阻用Rlk、Ri1和Ri1表示。等效電路如圖5(c)所示。

圖5 嵌套型繞制拓?fù)淠Ｐ虵ig.5 Coaxial topology model

2.3 系統(tǒng)建模

根據(jù)法拉第電磁感應(yīng)定律，兩種繞制拓?fù)洌呍褦?shù)可以定義為

(2)

(3)

針對(duì)不同的繞制拓?fù)涞玫酱呕姼袨?/p>

(4)

式(4)中l(wèi)c和lair表示主磁路長(zhǎng)度和氣隙長(zhǎng)度；Ac和Aair表示繞組橫截面積和氣隙橫截面積。由于相對(duì)高速旋轉(zhuǎn)的工作情況，氣隙所帶來(lái)的影響顯著，其中Rair遠(yuǎn)大于Rc。式(4)可以變形為

(5)

同樣，可以得到漏感

(6)

式中：llk等效磁路長(zhǎng)度；Alk等效橫截面積，μrlk磁導(dǎo)率。

線圈的有效磁阻是決定CES變壓器的參數(shù)，而磁阻本身又受到集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)的影響。根據(jù)以上分析，由式(2)到式(6)，變壓器的磁阻可以由下列公式推得：

(7)

(8)

(9)

(10)

式中：lMLT為1匝的長(zhǎng)度；rSt為繞線數(shù)；deff為有效繞線厚度；p繞線層數(shù)。根據(jù)整個(gè)CES的特性，等效電路如圖6所示。其中變壓器本身等效為自感、互感模型和一個(gè)變比固定的理想變壓器來(lái)進(jìn)行分析。

圖6 CES等效電路Fig.6 Equivalent circuit

其中電感：

(11)

其中：

(12)

當(dāng)u2(t)和i2(t)同相位，輸出端可以視為純電阻負(fù)載。

(13)

由圖5知：

Zγ=Res+jX2。

(14)

阻抗和電抗為：

(15)

Zα=jX1+Zβ,

(16)

(17)

(18)

Xm=ωsM。

(19)

其中ωs是逆變器工作頻率，對(duì)于CES電壓傳遞函數(shù)定義為：

(20)

根據(jù)式(13)～式(19)，Gv可以表達(dá)成

(21)

Gv是定義在諧振頻率狀態(tài)下的參量，此時(shí)的漏感值相對(duì)較高。諧振頻率ω0=2πf0可以得到：

(22)

根據(jù)式(16)、式(17)和式(21)得到：

(23)

(24)

(25)

根據(jù)公式(22)，在原、副邊均采用串聯(lián)諧振補(bǔ)償策略可以得到：

(26)

(27)

當(dāng)采用串聯(lián)-串聯(lián)雙邊諧振補(bǔ)償策略時(shí)，原、副邊補(bǔ)償電容依據(jù)上面公式計(jì)算可以得到理論上最高的效率。

3.1 2D仿真結(jié)果及分析

根據(jù)毗連型和嵌套型兩種繞制拓?fù)?，分別建立Ansoft 2D模型。驅(qū)動(dòng)頻率f=100 kHz，變壓器二次側(cè)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min。在不同工作氣隙下仿真進(jìn)行，得到磁力線仿真圖如圖7所示。

根據(jù)磁力線仿真圖7(a)和圖7(b)可以看出對(duì)于毗連型繞制拓?fù)?，?dāng)工作氣隙為1 mm毗連型可以建立良好的閉合磁力線，可以達(dá)到3.5×10-5Wb/m。當(dāng)工作氣隙為3 mm磁力線發(fā)散程度較高，僅能達(dá)到1.8×10-5Wb/m，很大一部分磁力線通過(guò)氣隙閉合，必然導(dǎo)致松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器整體傳輸性能的降低。通過(guò)圖7(c)和圖7(d)可以得到同樣的結(jié)論，針對(duì)嵌套型繞制拓?fù)?，? mm磁力線閉合程度較好，成為松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器傳輸性能的前提，通過(guò)3 mm磁力線分布作為對(duì)比，在滿足高速旋轉(zhuǎn)的機(jī)械性能前提下，可以得到無(wú)論哪種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)1 mm為最優(yōu)工作氣隙。

對(duì)比圖7(a)和圖7(c)毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)涞? mm最優(yōu)工作氣隙磁力線對(duì)比可知，在其他參數(shù)都一致的情況下，毗連型拓?fù)銩值最大值為3.49×10-5Wb/m，嵌套型拓?fù)銩值最大值為3.29×10-5Wb/m。得到毗連型繞制拓?fù)鋬?yōu)于嵌套型繞制拓?fù)洹?/p>

圖7 毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)浯帕€仿真圖Fig.7 Adjacent type and coaxial type topology model graphs of magnetic force simulation diagram

3.2 3D仿真結(jié)果及分析

分別建立毗連型和嵌套型的Ansoft 3D仿真模型，如圖8所示。圖8(a)為毗連型3D仿真模型，圖8(b)為嵌套型3D仿真模型。其中毗連型3D拓?fù)浞抡婺Ｐ蜕钌糠质窃边吚@組，半透明部分是磁罐。嵌套型3D仿真模塊深色部分是副邊繞組，淺色部分是磁罐和原邊繞組。毗連型和嵌套型剖分圖如圖圖9所示。3D仿真參數(shù)如表1所示。

表1 3D仿真參數(shù)Table 1 3D parameters of simulation

圖8 毗連型和嵌套型3D仿真模型Fig.8 Adjacent type and coaxial type topology 3D model

圖9 嵌套型3D仿真剖分圖Fig.9 Coaxial topology 3D trisurf model

通過(guò)仿真可得到任意時(shí)刻的仿真圖，選取1×10-5s,2×10-5s,0.000 5 s和0.001 s時(shí)刻毗連型繞組仿真圖如圖10所示。0.000 5 s和0.001 s時(shí)刻嵌套型繞組仿真圖如圖11所示。由圖10(a)和10(b)可知，針對(duì)毗連型拓?fù)湓?×10-5s和2×10-5s時(shí)刻所建立的磁感應(yīng)強(qiáng)度相對(duì)較弱，最大值分別只有6.196×10-4T和1.174×10-3T。其中2×10-5s的磁感應(yīng)強(qiáng)度所達(dá)到的數(shù)量級(jí)和穩(wěn)定磁感應(yīng)強(qiáng)度相一致。當(dāng)仿真時(shí)間達(dá)到0.005 s和0.01 s時(shí)刻其磁感應(yīng)強(qiáng)度由圖可知，最大值分別為4.883×10-3T和6.779×10-3T。由以上4組數(shù)據(jù)可知0.001 s時(shí)刻的磁感應(yīng)強(qiáng)度基本趨于穩(wěn)定。

圖10 毗連型繞組仿真磁感應(yīng)強(qiáng)度值標(biāo)量圖Fig.10 Adjacent topology simulation scalaron the magnetic induction intensity

由圖11(a)和11(b)可知在0.000 5 s和0.001 s時(shí)刻嵌套型繞制拓?fù)涞拇鸥袘?yīng)強(qiáng)度的最大值分別為8.883×10-4T和1.770×10-3T。對(duì)比兩組數(shù)據(jù)可知其在0.001 s磁感應(yīng)強(qiáng)度基本可以達(dá)到穩(wěn)定。針對(duì)相對(duì)穩(wěn)定的磁感應(yīng)強(qiáng)度，時(shí)刻0.000 5 s和 0.001 s,分別對(duì)比該的毗連型繞制方式和嵌套型繞制方式的磁感應(yīng)強(qiáng)度平均值，可知在0.000 5 s時(shí)刻，毗連型磁感應(yīng)強(qiáng)度平均值為2.445×10-3T遠(yuǎn)大于嵌套型磁感應(yīng)強(qiáng)度的平均值4.974×10-4T。在 0.001 s時(shí)刻，毗連型磁感應(yīng)強(qiáng)度的平均值為3.393×10-3T，遠(yuǎn)大于嵌套型磁感應(yīng)強(qiáng)度的平均值8.861×10-4T。

圖11 嵌套型線圈仿真磁感應(yīng)強(qiáng)度值標(biāo)量圖Fig.11 Coaxial topology simulation scalaron the magnetic induction intensity

通過(guò)以上數(shù)據(jù)的分析可知，在相同1 mm最優(yōu)工作區(qū)間工作的情況下，結(jié)合機(jī)械性能的優(yōu)劣，以及毗連型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)所建立磁場(chǎng)優(yōu)于嵌套型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)所建立的磁場(chǎng)的特點(diǎn)，得到CES中毗連型繞制拓?fù)錇樽顑?yōu)繞制拓?fù)洹?/p>

結(jié)合上述關(guān)于Ansoft的仿真分析，毗連型為松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器最優(yōu)繞制拓?fù)涞慕Y(jié)論，組裝一臺(tái)試驗(yàn)發(fā)電樣機(jī)，針對(duì)毗連型和嵌套型拓?fù)淅@制方式進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)測(cè)試。LM5035驅(qū)動(dòng)功率器件，工作頻率f=100 kHz。通過(guò)原邊提供勵(lì)磁能量，松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器將能量從與定子測(cè)連接的變壓器原邊耦合到與轉(zhuǎn)子側(cè)連接的變壓器副邊，帶動(dòng)改裝電機(jī)的松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器副邊的勵(lì)磁部分做高速旋轉(zhuǎn)。改裝電機(jī)內(nèi)部去掉了轉(zhuǎn)子勵(lì)磁繞組電刷和滑環(huán)部分，勵(lì)磁接線由電機(jī)內(nèi)部引出與變壓器副邊連接，采用松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器完全代替電刷的電接觸，真正意義上做到了無(wú)刷結(jié)構(gòu)。

選擇工作氣隙1～3 mm，原邊輸入電壓約為12 V，副邊通過(guò)變壓器得到的電壓約為12 V。勵(lì)磁繞組的內(nèi)阻R=5 Ω的情況下給出毗連型變壓器和嵌套型變壓器原、副邊電壓波形以及原邊電流波形，波形如圖12所示。其中原邊電壓up表示,副邊電壓用us表示。說(shuō)明在最優(yōu)工作氣隙條件下，毗連型和嵌套型均可以帶來(lái)了良好的傳輸性能。對(duì)比圖12(a)和12(b)可以看出嵌套型的電壓波形成類似于圓弧形狀，這對(duì)于副邊整流側(cè)電壓穩(wěn)定帶來(lái)的負(fù)面的影響，而圖12(a)中的毗連型電壓穩(wěn)定性高于后者。

圖12 原邊電壓、副邊電壓和原邊電流波形Fig.12 Primary side, the secondary side voltage waveform and the primary side current waveform

針對(duì)CES中的松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器所帶來(lái)低耦合系數(shù)問(wèn)題，必要的加入補(bǔ)償策略才能得到更為良好的傳輸性能。分別在二者效率最優(yōu)處，相同的磁罐標(biāo)準(zhǔn)條件下，均引入串聯(lián)諧振策略，在不同補(bǔ)償電容的條件下得到了毗連型和嵌套型的效率參數(shù)。如表2。

表2 毗連型和嵌套型效率參數(shù)對(duì)比Table 2 Efficiency parameters comparison between the adjacent type and coaxial type

從表中可以看到在引入諧振補(bǔ)償策略后兩種拓?fù)鋫鬏斝示^高。嵌套型呈現(xiàn)似于正太分布形態(tài)，電子器件誤差范圍內(nèi)均可得到較好的傳輸效率。嵌套型拓?fù)渥罡咝手槐扰B型高1.38%，但其效率分布呈現(xiàn)雙峰形態(tài)，且隨著補(bǔ)償電容值的改變變化較大，穩(wěn)定較差，不利于CES的穩(wěn)定性。毗連型是適用于這CES較為合理準(zhǔn)確的繞制方式。

在相同的氣隙條件下，毗連型繞制方式的窗口截面積遠(yuǎn)大于嵌套型繞制方式。勵(lì)磁功率為低功率情況下，二者性能優(yōu)劣差異很小。而實(shí)際輸出的勵(lì)磁功率要求達(dá)更高時(shí)，由于繞制方式和加工難度因素導(dǎo)致毗連型繞制拓?fù)滹@著優(yōu)于嵌套型繞制拓?fù)洹?/p>

通過(guò)上述仿真和實(shí)驗(yàn)的對(duì)比，得到毗連型繞制方式是針對(duì)CES的最為合理準(zhǔn)確的拓?fù)?。針?duì)相對(duì)合理的毗連型繞制拓?fù)?測(cè)得勵(lì)磁電壓和原邊電流波形如圖13所示。在引入串聯(lián)諧振補(bǔ)償策略之后，原邊電流呈現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)正弦波，說(shuō)明整個(gè)系統(tǒng)二端口網(wǎng)絡(luò)可以看成純阻性。同時(shí)勵(lì)磁電壓12 V，達(dá)到了理想的勵(lì)磁狀態(tài)。發(fā)電機(jī)通過(guò)勵(lì)磁之后輸出的相電壓波形如圖14所示。

圖13 原邊電流和轉(zhuǎn)子勵(lì)磁波形Fig.13 Primary side current waveformand the rotor excitation voltage waveform

圖14 定子相電壓波形Fig.14 Stator phase voltage waveform

從圖中可以得到相電壓幅值約為450 V的標(biāo)準(zhǔn)正弦，合理準(zhǔn)確的實(shí)現(xiàn)了非接觸式勵(lì)磁系統(tǒng)的發(fā)電狀態(tài)的功能。驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器的準(zhǔn)確性和該文所設(shè)計(jì)CES的可行性。

本文針對(duì)傳統(tǒng)的同步電機(jī)勵(lì)磁，設(shè)計(jì)一種新型的勵(lì)磁方式稱為非接觸式勵(lì)磁系統(tǒng)。在設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，重點(diǎn)分析在CES中松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器不同繞制拓?fù)渌⒌拇艌?chǎng)優(yōu)劣以及其傳輸性能帶來(lái)的影響，仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：

1)松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器，在毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)湓诓煌ぷ鳉庀兜腁nsoft 2D模型,通過(guò)磁力線閉合程度和氣隙之間的關(guān)系仿真中，得出毗連型繞制拓?fù)浯帕€閉合程度優(yōu)于嵌套型所建立的磁場(chǎng)。松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器無(wú)論在什么繞制拓?fù)鋾r(shí)，最優(yōu)工作區(qū)間均為1 mm。

2)Ansoft3D仿真，得到在最優(yōu)工作氣隙1 mm從磁感應(yīng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)建立時(shí)間等參數(shù)對(duì)比中得到毗連型繞制拓?fù)渌⒌拇艌?chǎng)優(yōu)于嵌套型所建立的磁場(chǎng)。針對(duì)CES本身，毗連型繞制拓?fù)錇樽顑?yōu)繞制拓?fù)浞绞健?/p>

3)測(cè)試樣機(jī)針對(duì)毗連型繞制拓?fù)浜颓短仔屠@制拓?fù)溥M(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，給出了相應(yīng)的性能參數(shù)和效率參數(shù)。依據(jù)該文從二者的機(jī)、電、磁等幾方面的詳細(xì)對(duì)筆，性能參數(shù)的穩(wěn)定性和效率的最高值差異結(jié)合機(jī)械加工難度，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)和仿真所得到的毗連型繞制拓?fù)錇閼?yīng)用于CES中的最優(yōu)拓?fù)涞慕Y(jié)論。

4)測(cè)試樣機(jī)發(fā)電機(jī)結(jié)果驗(yàn)證了在毗連型繞制拓?fù)浣Y(jié)合串聯(lián)補(bǔ)償策略時(shí)，進(jìn)一步驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)松耦合旋轉(zhuǎn)勵(lì)磁變壓器的最佳工作氣隙為1 mm和繞制拓?fù)浞绞健Ｍㄟ^(guò)測(cè)得的勵(lì)磁參數(shù)和發(fā)電狀態(tài)下的相電壓可知在高速旋轉(zhuǎn)的情況下變壓器有著良好的傳輸性能和CES的良好實(shí)現(xiàn)。驗(yàn)證了本文設(shè)計(jì)的CSE這一新的勵(lì)磁方式的可行性和準(zhǔn)確性，對(duì)同步電機(jī)勵(lì)磁提供了一種新的思路。