２０１４年９月
电工技术学报
Ｖ０１．２９Ｎｏ．９
定子永磁式双转子电机设计与实验研究
莫丽红１，２
（１．江苏大学电气信息学院
摘要
全
镇江
力１
２１２０１３
朱孝勇１陈＊－Ｘ－１邱海兵１
淮安
２２３００３）
２．淮阴工学院电子与电气工程学院
提出一种应用于混合动力汽车驱动系统的新型定子永磁式双转子电机，即将双转子电
机概念与永磁磁通切换电机相结合，以获得高转矩密度、低转矩脉动及高功率密度，满足混合动力系统对于小型轻量化及平稳运行的需求。本文对新型定子永磁式磁通切换双转子电机的拓扑结构及其混合动力驱动系统的工作原理进行了介绍，详细分析了内外电机的设计方法及基于转矩脉
动最小的尺寸优化，并利用有限元方法对电机电磁性能进行了仿真。仿真表明了电机设计的合理性，通过原理样机实测数据验证了电机设计的有效性，并显示了内外电机具有的快速响应性能，说明此结构双转子电机可有效提高转矩密度，减小转矩脉动，通过合理设计能满足ＨＥＶ应用功
率需求。
关键词：永磁磁通切换电机中图分类号：ＴＭ３０１．３
双转子电机设计
混合动力汽车
电磁性能
有限元方法
ＯｐｔｉｍａｌＤｅｓｉｇｎａｎｄＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｏｆａＮｏｖｅｌＤｏｕｂｌｅ－Ｒｏｔｏｒ
ｗｉｔｈＰＭｓｉｎＳｔａｔｏｒ
Ｍｏ
Ｌｉｈｏｎ９１’２
Ｍａｃｈｉｎｅ
Ｑｕａｎ
Ｌｉｌ
ＺｈｕＸｉａｏｙｏｎ９１ＣｈｅｎＹｕｎｙｕｎｌ
２１２０１３
ＱｉｕＨａｉｂｉｎ９１
Ｃｈｉｎａ
Ｃｈｉｎａ）
（１．ＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ
Ｚｈｅｎｊｉａｎｇ
Ｈｕａｉ’ａｎ
２．ＨｕａｉｙｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
Ａｂｓｔｒａｃｔ
２２３００３
Ｔｈｉｓｐａｐｅｒｐｒｏｐｏｓｅｓａｎｅｗｆｌｕｘ・－ｓｗｉｔｃｈｉｎｇｐｅｒｍａｎｅｎｔ・－ｍａｇｎｅｔ
ｔｏ
ｄｏｕｂｌｅ・－ｒｏｔｏｒ（ＦＳＰＭ・－ＤＲ）
ｍａｃｈｉｎｅｆｏｒｈｙｂｒｉｄｅｌｅｃｔｒｉｃｖｅｈｉｃｌｅｓ．Ｔｈｅｋｅｙｉｓ
ｉｎｔｅｇｒａｔｅｔｈｅｃｏｎｃｅｐｔｏｆｄｏｕｂｌｅ－ｒｏｔｏｒｍａｃｈｉｎｅｉｎｔｏ
ｃａｎ
ｔｈｅｆｌｕｘ—ｓｗｉｔｃｈｉｎｇｐｅｒｍａｎｅｎｔ—ｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅ，ａｎｄｔｈｕｓｔｈｅｒｅｓｕｌｔｉｎｇｍａｃｈｉｎｅ
ｍｅｅｔｈｙｂｒｉｄｅｌｅｃｔｒｉｃ
ｖｅｈｉｃｌｅ’ｓ（ＨＥＶ）ｄｅｍａｎｄｏｆｓｍａｌｌａｍｏｕｎｔａｎｄｓｔｅａｄｙｒｕｎｎｉｎｇｆｏｒｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｈｉｇｈｔｏｒｑｕｅｄｅｎｓｉｔｙａｎｄｌｏｗ
ａｒｅ
ｔｏｒｑｕｅｒｉｐｐｌｅ．Ｔｈｅｍａｃｈｉｎｅｔｏｐｏｌｏｇｙａｎｄｏｐｅｒａｔｉｏｎｐｒｉｎｃｉｐｌｅ
ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ．Ｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ
ａｒｅ
ｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ），ｔｈｅ
ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓ
ｔｅｓｔ
ａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ
ｃｕｒｒｅｎｔ
ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｔｈｅｒａｔｉｏｎａｌｉｔｙｏｆｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｅｓｉｇｎ．Ｔｈｅｇｏｏｄ
ｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ，ａｎｄｔｈｅ
ｔｈｅ
ｔｅｓｔ
ｓｔａｒｔｉｎｇｓｐｅｅｄａｎｄ
ｗａｖｅｆｏｒｍｓｓｈｏｗ
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ｎｏ－ｌｏａｄｂａｃｋｅｌｅｃｔｒｏｍｏｔｉｖｅｆｏｒｃｅｒｅｓｕｌｔｓ
ｔｈｅ
ｐｒｉｎｃｉｐｌｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅａｌｓｏｖｅｒｉｆｙ
ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ
ｖａｌｉｄｉｔｙ
ｏｆｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｅｓｉｇｎ，ｗｈｉｃｈｍｅａｎｓｔｈａｔｔｈｅＦＳＰＭ－ＤＲ
ｃａｎ
ｍａｃｈｉｎｅ
ｃａｎ
ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ
ｉｍｐｒｏｖｅｔｏｒｑｕｅｄｅｎｓｉｔｙａｎｄｄｅｃｒｅａｓｅｔｏｒｑｕｅｒｉｐｐｌｅ，ａｎｄ
ｍｅｅｔ
ｐｏｗｅｒｄｅｍａｎｄ
ｆｏｒ
ＨＥＶｓａｆｔｅｒｉｔｓｒａｔｉｏｎａｌｄｅｓｉｇｎ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｆｌｕｘｓｗｉｔｃｈｉｎｇｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔ
ｈｙｂｒｉｄｅｌｅｃｔｒｉｃ
ｍａｃｈｉｎｅ（ＦＳＰＭ），ｄｏｕｂｌｅ－ｒｏｔｏｒｍａｃｈｉｎｅｄｅｓｉｇｎ，
ｖｅｈｉｃｌｅ（ＨＥＶ），ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ，ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ）
引言
传统驱动汽车的内燃机由于其最优效率较低，
仅３０％～４０％左右，且在非常狭窄的转速一转矩范围内才能获得，因此汽车在不同工况下的平均效率更低。为了实现内燃机在不同工况下都能运行于最优
国家自然科学基金（５１０７７０６７，５１１７７０６５），教育部博士点基金（２０１１３２２７１１０００２），江苏省自然科学基金（ＢＫ２０１１４７５，ＢＫ２０１３０４１８）江苏高校优势学科建设工程（ＰＡＰＤ）和江苏省高校研究生科研创新计划（ＣＸＺＺｌ２．０６８５）资助项目。
收稿日期２０１３－０５．０９
改稿日期２０１３－０７．２４
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
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效率，提高燃油经济性，专家提出了不同结构的双转子电机，以应用于混合动力汽车驱动系统。其原理是通过两个可变速和变转矩的转子，将内燃机和电动机两种功率流实现合理的耦合及分配，满足不同工况负载要求的同时使内燃机始终工作在最优效率点。双转子电机可代替传统汽车中的离合器、变速箱、差速器、起动电机和发电机，不仅节约了空间，而且功率密度和能量传输效率也得到很大提升。
双转子电机最早由ＫａｒｌＨｅｆｅｌ于１９３５年提出采用同心布置的两台直流电机及串级调速方法以提高效率。２００４年荷兰代尔芙特理工大学的Ｈｏｅｉｊｍａｋｅｒｓ教授提出了基于改进的感应电机串级调速的电气变速器（ＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＶａｒｉａｂｌｅＴｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ，ＥＶＴ）的概念，瑞典皇家理工学院的ＣｈａｎｄｕｒＳａｄａｒａｎｇａｎｉ教授提出了中间转子为双面永磁结构的四象限机电能量转换器（ＦｏｕｒＱｕａｄｒａｎｔＴｒａｎｓｄｕｃｅｒ，４ＱＴ）。其中四端口能量变换装置（４ＱＴ）由于采用永磁材料而拥有较高功率密度和高效率，然而其中间转子结构复杂，内外侧永磁体的安装和固定存在难度，且内外
成：外定子、中间转子和内转子。其中外定子和中间转子构成外电机，内转子和中间转子构成内电机，内转子和外定子可分别看作内、外电机的定子，永磁体和三相绕组均布置在内外电机的定子上，因此称为“定子永磁式双转子电机”。内外电机的两个气隙分别称为“内气隙”和“外气隙”，电机的三个部件由两个气隙分隔，而在磁路上连通。
图１
Ｆｉｇ．１
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机剖面
Ｔｈｅｃｒｏｓｓ－ｓｅｃｔｉｏｎｏｆｐｒｏｐｏｓｅｄＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
在ＦＳＰＭ．ＤＲ电机中，内外电机均采用１２／２２极结构，以克服永磁体带来的定位转矩较大的问题。外定子和内转子每个磁极上均布置有集中绕组，每间隔９０。的４个线圈串联成一相构成三相绕组，利用绕组互补性特点可以增加磁链和反电动势的正弦性。外定子和内转子每个磁极中嵌有永磁体，并在圆周上切向交替充磁，具有聚磁的作用，可增加内外电机的气隙磁通密度、反电动势以及输出转矩，提高电机的转矩密度，满足ＨＥＶ应用中对于小型轻量的需求【６＇７】。
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的中间转子结构简单，不仅能提供较高的机械强度，还可避免中间转子带来的散热问题。在内转子的设计上，一方面在满足功率要求时通过减少永磁体的用量以获取尽可能小的转矩脉动，同时考虑到永磁磁通切换电机本身具有一定的抗去磁性、耐温性，可在一定程度上克服内转子工作时温度升高带来的不利影响（８１。
２．２
电机磁场耦合程度较蒯卜４１。另一种开关磁阻双转子
电机结构是基于最小磁阻原理的四端口机电能量变换器，结构简单，且中间转子无永磁体无绕组，允许有较高温升，起动转矩大，低速性能较好，调速范围宽，然而其转矩脉动较大，其转矩密度及功率密度相对采用永磁体材料的４ＱＴ较低。
本文提出一种新型永磁磁通切换双转子电机
（Ｆｌｕｘ－Ｓｗｉｔｃｈｉｎｇ
Ｐｅｒｍａｎｅｎｔ—ＭａｇｎｅｔＤｏｕｂｌｅ—Ｒｏｔｏｒ，
ＦＳＰＭ．ＤＲ）结构，不仅继承了永磁磁通切换电机高转矩密度、高效及耐温性的特点，以实现ＨＥＶ驱动系统要求的小型轻量化，而且通过电机的结构及参数优化设计，能实现低转矩脉动：此外由于简单的中间转子结构，可以避免中间转子上永磁体的安装固定及冷却问题【５Ｊ。
本文首先介绍了电机的拓扑结构及工作原理；然后基于永磁磁通切换电机的功率方程介绍了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的设计方法，并采用有限元方法进行了基于最小转矩脉动的尺寸优化；为验证电机设计的合理性，采用有限元方法对其进行了电磁性能分析，并通过对原理样机的实验对电机设计的有效性进行了验证。
２
２．１
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机驱动系统
采用ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的ＨＥＶ驱动系统如图２所
示。ＦＳＰＭ．ＤＲ电机位于内燃机与混合电动汽车的驱动轴之间，其内转子与内燃机相连并随之旋转，中间转子与驱动轴相连。内外电机集成在一起，并由蓄电池通过两个反向的逆变器提供电能。在系统中，外定子作为电气端口与蓄电池之间传递电能，中间转子作为机械端口驱动负载，而内转子作为电气端口和机械端口双端口，既可与蓄电池之间传输电能，
电机拓扑结构及系统工作原理
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机拓扑结构
如图Ｉ所示，ＦＳＰＭ．ＤＲ电机主要由三部分构
７６
电工技术学报２０１４年９月
也可从内燃机输入机械能。在ＦＳＰＭ—ＤＲ中，内电机调节ＦＳＰＭ—ＤＲ电机最终输出的转速，而外电机可提高或降低内燃机输出的转矩以达到驱动轴所需的转矩，通过这种方式，内燃机在不同工况下均得以工作在最优效率点，从而实现最佳燃油经济性。
式中
Ｐ＿输出功率；
Ｐ。，ｐ，——定、转子极数；
幻，七。——电机漏磁系数和直槽系数；
Ａ。，Ｂｇｍａｘ——电机线负荷及气隙磁通密度最大值；
Ｄ。ｉ——电机定子内径；ｆａ——铁心叠片长；玎——额定转速；
ｃ。——定子齿宽极弧系数；珂——电机效率。
表１电机参数
Ｔａｂ．１
Ｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
待定参数（内／外电机）
固定参数（内／外电机）
额定功率Ｐｌ，Ｐ２额定转速＂ｌ，”２绕组相数ｍ，ｍ
外定子内外径Ｄ；，２，Ｄ。。２中间转子内外径Ｄ。Ｄ，。
内转子外径Ｄ。ｊＩ
槽面积Ｓｓｌ。¨，Ｓ。Ｉ。ｔ２槽满率ｋｐｌ，ｋｐ２电流密度＾ｌ，以２
图２
Ｆｉｇ．２
采用ＦＳＰＭ—ＤＲ电机的ＨＥＶ驱动系统
内转子极数Ｐ。ｌ中间转子极数Ｐ，１外电机定转子极数Ｐ。２，Ｐ，２
气隙长度ｇ，ｇ铁心叠片长度，。
ＴｈｅＨＥＶｄｒｉｖｉｎｇｓｙｓｔｅｍｕｓｉｎｇＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
由于ＦＳＰＭ—ＤＲ电机中两个转子的存在，使之可实现混合动力系统中各种不同的工况。如在纯电动模式下，内燃机不工作，汽车由外电机驱动；在回馈制动模式下，汽车在低速运行或停止运行时，内燃机完全关断，因此汽车部件储存的可回收能量可通过外电机传递给蓄电池，以提高燃油经济性；在高速巡航模式下，内燃机可单独驱动汽车在一接近恒定的转矩及转速范围；在混合驱动模式下，外电机和内燃机同时为负载提供能量，以满足加速或爬坡时的动力性能【９】。
３
线负荷Ａ小Ａ。２
（１８～３５ｋＡ／ｍｍ）磁负荷ＢｇｍａｘＩ，Ｂｇｍａｘ２
（０．６～２．５Ｔ）
漏磁系数ｋ…ｋｄ２
直槽系数轴径ｋ。ｌ，ｋ。２
外定子内径／内转子外径＾
外定子内外径比＾。
内转子极弧系数ｃ。Ｉ
外定子极弧系数ｃ。ｚ绕组匝数Ｎ。ｈｉ，Ｎｐｈ２
额定电流，ｒｍｓｌ，，…２
效率口ｌ，＿！
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计
由于ＦＳＰＭ．ＤＲ电机有两个气隙，因此，电机
故ＦＳＰＭ尺寸方程为
设计可分为两个部件：内电机和外电机的设计。
３．１
电机参数
由于电机设计中包含许多未知参数，因此有必
蜘蔫面Ｐｉ㈣
内、外电机尺寸方程分别为
要假定一些固定参数，以此推导电机结构的可调参数。固定参数的值与电机设计目标及已确定的电机结构密切相关，主要包括电机额定功率、额定转速、定转子极数等，表１列出了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计的固定参数和可调参数及其符号表示。
３．２
瑶卜焉茹
由于双转子电机可看做内外两个电机构成，其
（３）
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机尺寸方程
在忽略电机电阻时，常规永磁磁通切换电机输
出功率方程为
碥卜薷玄苌磊
（４）
Ｐ＝酱鲁％红４‰。瑶ｆａ＂Ｃｓｒ／
假设五＝Ｄｓｉ２／Ｄｓｉｌ，内、外电机的漏磁系数、
（１）
直槽系数、线负荷、气隙磁通密度最大值、额定转
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
７７
速、定子齿宽极弧系数及效率的比值分别为七１、ｋ２、屯、幻、七５、ｋ６及幻，且
风Ｐｒ２２＝％×盟Ｐｓｉ
风２
ｏ
（５）
则可得ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的尺寸方程为
（１＋七旯２）。ｉｔ‘２三蚕三二三：：Ｐ：ｏｉ‘６）１２０
５１
５１掣１“１
１…１Ｐｓｌ“１
式中，七＝兀ｋｉ；Ｐｏ＝曷＋Ｐ２。
（１＋兄２）磷１，ａ＝１ｊ———卫———一（７）
坚譬ｂ１哎１４ｌ‰ｌ啉１吼１２０凤１……５…１…“
此时，内外电机功率分配完全取决于内转子外径与外定子内径的比值即五的取值‘１０，１１】。
双转子电机的设计一般是先从内电机开始，因此可先根据ＦＳＰＭ—ＤＲ电机尺寸方程式（６）或式（７）计算电机内转子外径，并由Ｚ值确定外定子内径，然后根据气隙长计算中间转子内外径，最后进行外定子、中间转子及内转子尺寸参数设计并进行性能校核，具体设计流程如图３所示。
图３
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计流程图
Ｆｉｇ．３
ＴｈｅｄｅｓｉｇｎｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
３．３内电机初始设计
如图３所示，将假定的参数代入尺寸方程求得内转子外径Ｄ刚及中间转子内外径后，还需要对内
电机的尺寸包括内永磁体材料选择、内转子磁轭厚度、内转子齿宽、永磁体厚度、中间转子齿宽、齿高等参数进行合理设计，使得内电机的电、磁负荷、极弧系数与假定值相等，同时能满足功率、转矩输
出及效率等预期性能要求。
其中反映内电机磁负荷的气隙磁通密度峰值曰。。。，可通过有限元方法仿真进行校验，反映内电机电负荷的参数线负荷Ａ。ｌ则可由式（８）求得。
４１：—２ｍＮｐｈ—ｌｌｒｍｓｌ：—２ｍ（４Ｎｅｏ—ｉ１１）Ｉｒｍｓｌ“
：！咝！ｉ！！生！：—８ｍＪｓｌＳ—ｓｌｏｔｌｋｐｌ（８）也ｉｌ也ｉ１
蛾ｉ１
ｔａｒｓｉｌ
当实际电、磁负荷乘积与假定值不相等时，可通过调整永磁体材料及永磁体厚度来改变气隙磁通密度峰值Ｂ。。ｘ１，通过调整槽面积Ｓ。ｌｏｔ、电流密度五。及槽满率ｋ。来改变线负荷。需要注意的是电、磁负荷及槽满率、电流密度均存在一定的约束范围，以避免造成布线困难或增加损耗降低效率等问题。此外当调整电磁负荷的过程中因改变内转子尺寸从而改变了内转子齿极弧系数ｃ小应对其改变的值在电、磁负荷部分进行补偿或抵销。
中间转子内、外径可由式（９）、式（１０）求得。
巩＝Ｄｓｉｌ＋２９
・
（９）
Ｄｒｏ：阜一Ｄｒｏ＝—竽一
９２）０１（（１０
由于气隙很小，外转子厚度主要取决于参数兄值。内电机参数设计及校验流程如图４所示。３．４外电机初始设计
外定子内、外径由式（１１）、式（１２）求得。
壤ｉ２：阜
（１１）
皿０２－孕
（１２）
１
外定子内外径求得后，外定子磁轭厚度可根据设计经验初定为外定子齿宽，从而可推导外定子齿高。外定子其他参数如永磁体材料、外永磁体厚度、外定
子齿宽，外定子磁轭厚度等参数可参考内电机设计方法进行设计及校验，直到电机性能满足预期要求。
７８
电工技术学报
２０１４年９月
饥：竺魄２亩
（１４）¨钏
ｊｃ２‰一√嵋＋８（岛一厶）２瑶“Ｌｑ＞Ｌｄ
ｃ＝‰＋√派＋８（岛一Ｌｄ）２‘‰Ｌｑ＜Ｌｄ
（１５）
，。。＝ｘ厄Ｊｓ‰Ｓｓｌ。ｔｋＰ一
Ⅳｐｈ２４Ⅳｃ。ｉｌ
∥。＝Ⅳｃ。ｉ１允
Ｍ６
＂７墙８均９
厶＝ＡⅣ三ｉｌＬｑ＝ＡｑＮＬｉｌ
加０式中，‰、彳ｄ、彳。分别为线圈匝数为１即每相绕组
匝数为４时的线圈磁链、直轴电感、交轴电感。
确定线圈绕组匝数Ⅳｃｏｉｌ后，可由式（２１）确定电枢绕组的额定电流厶。。。
Ｉ．：——
ｒｍ８
（２１）…。
ＪｓⅣｃＳｓｌ。ｏｉｔｌｋｐ
３．６基于转矩脉动最小的电机优化
由于ＦＳＰＭ．ＤＲ电机中采用了较多永磁体，转矩脉动较大，因此在电机初始设计后，还需对其就减小转矩脉动进行参数优化，优化后的电机参数会有较小变动，因此在初始设计时应保留一定的裕量。
图４
Ｆｉｇ．４
内电机设计流程图
由于电机的转矩脉动不仅与永磁体厚度密切相关，还与电机其他尺寸参数有关。针对内电机，本文主要就图５中的内永磁体切向弧度臼。ｍｉ、内转子齿切向弧度０小中间转子的内齿弧度０，，及中间转子的内齿轭连接处切向弧度仇：这四个参数进行优化，以利用较少的永磁体实现较大的转矩输出及较小的转矩脉动。
Ｔｈｅｄｅｓｉｇｎｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｍａｃｈｉｎｅ
３．５绕组匝数及额定电流
在电机结构参数确定后，内外电机可采取相同的方法确定相绕组匝数及额定电流。确定每相绕组匝数时必须要将电机的每匝静态特性和控制系统结合起来综合考虑。对于某相绕组匝数ⅣＤｈ，电机恒转矩运行的基速即额定转速ｒｏｂ（ｒａｄ／ｓ）、功率逆变器
所能提供的最大电压‰。。和电机本体电磁参数之
间的关系应满足式（１３）。
２
Ｖｍａｘ
ＣＯｂ
（１３）
（ａ）外ｊ正Ｊ’
（ｂ）一巾『司转了
瞧
ｃ）ｌ上ｊ转ｊ７
图５电机主要优化尺寸参数
式中，额定转速ｔＯ”参数Ｃ、最大电枢电流ｋ。；、
Ｆｉｇ．５
Ｔｈｅｍａｉｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｔｏｂｅｏｐｔｉｍｉｚｅｄ
线圈匝数Ⅳｃ。ｉｌ、线圈磁链％、交直轴电感Ｌ。、Ｌｄ
满足式（１４）～式（２０）。
为比较不同尺寸下的电机输出转矩脉动情况，
定义转矩脉动系数所为
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
７９
峰＝瓦Ｔｍａｘ－Ｔｍｉｎ
式中
％。。，％ｉ。——输出转矩的最大值和最小值。图６列出了内电机在施加相同负载（ｆｄ＝０，ｆａ＝７．７８Ａ）时不同尺寸参数下的平均输出转矩Ｌ及
转矩脉动系数断。如图６ａ所示，当日。ｉ＞５。或臼。ｉ＜
５。时，转矩脉动系数波动较大；当巩ｉ－５。时，在整
个口训变化范围内均可获得较小转矩脉动，其中当
吼。ｉ为１．５。、２。和３。时得到的转矩脉动系数较小，分别为０．８％、１．３％和２．８％，相应平均输出转矩分别为ｌ１．７Ｎ・ｍ、１４．３Ｎ・ｍ和１６．６Ｎ・ｍ。综合考虑较大转矩输出、较小转矩脉动及较大内转子绕组面积的需要，巩。ｉ和民两个参数分别选为２。和５。。图６ｂ显示了当吼。ｉ和仇ｉ分别为２。和５。，不同研ｌ时内电机转矩输出情况，当１９ｒ。＝７。时转矩脉动系数最小（１．０６％），转矩输出较大（１４．１Ｎ・ｍ）；当吼。ｉ、目。ｉ
Ｆｉｇ．７
（ｂ）不同钆及研４时外电机输出转矩及转矩脉动
图７不同外电机尺寸参数的转矩特性
Ｔｏｒｑｕｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｕｔｅｒｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
及研１分别为２。、５。和７。时，不同目，２时内电机转矩输出情况如图６ｂ所示，当研２＝５。时，可获得最小转矩脉动系数及较大转矩输出。
图８反映了内、外气隙长ｇ对电机输出转矩特性的影响，可以看出，外电机转矩输出及转矩脉动随外气隙长度影响较大，随外气隙长度增大而减小；内电机转矩输出随内气隙长度变化趋势与外电机类似，而内电机转矩脉动随内气隙长度影响较小，当内气隙长度增大时仅有缓慢减小；考虑电机转矩需求、加工难度及工作可靠性，最终将气隙长度定为
ａ）不同目。，及目。．时内电机输出转矩及其脉动系数
０．６ｍｍ。
（ｂ）不同研ｌ及０，２时内电机输出转矩及转矩脉动
图６不同内电机尺寸参数的转矩特性
Ｆｉｇ．６
Ｔｏｒｑｕｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｎｅｒｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
图８
Ｆｉｇ．８
不同内／外气隙下的输出转矩及转矩脉动系数
Ｔｏｒｑｕｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｉｒｇａｐｌｅｎｇｔｈｓ
类似的，对外电机的永磁体切向弧度０ｐ。。、内
电机优化结束后，在确定的内外电机８个参数基础上，内外电机绕组面积及极弧系数便已确定下来，由于与初始设计结果有所调整，还需对内外电机线负荷及磁负荷等参数在约束范围内进行补偿，以满足电机性能需求。
４
转子齿切向弧度目。”中间转子的外齿切向弧度研。
及中间转子的外齿轭连接处切向弧度研３这四个参数进行优化，以满足转矩输出要求。
图７为外电机不同钆。。、吼。、臼，３及口，４的平均转矩输出及转矩脉动系数（ｉｄ＝０，ｉｑ＝７．７８Ａ）。综合考虑电机对大转矩输出、小转矩脉动、少永磁体用量三个方面，最终上述四个参数分别定为２。、５。、
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机电磁性能
综合ＦＳＰＭ．ＤＲ初始设计及优化设计结果，最
８０
电工技术学报
２０１４年９月
终确定了电机的设计参数，见表２。为验证电机设计参数的合理性，利用有限元方法对确定结构及尺寸参数的电机进行了空载及负载时的电磁性能仿真，包括内外电机电枢反应气隙磁通密度、空载及额定负载时的气隙磁通密度、空载反电动势及不同工况下额定负载时输出转矩等１１２－１４１。
表２主要设计参数
Ｔａｂ．２
参数额定功率／ｋＷ额定转速／（ｒ／ｍｉｎ）外定子外径／ｍｍ
Ｋｅｙｄｅｓｉｇｎｄａｔａ
＋Ｌ
４Ｘ删Ｊ爿《制ｌ｝代ｆ旬』芝）１１）Ｌ，班盼｜ｊ刮（｝儿ｆ成角』芝１（）
图９
Ｆｉｇ．９
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机径向气隙磁通密度
Ａｉｒ－ｇａｐｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｏｆＦＳＰＭ—ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
４．２
内外电机磁场耦合
对于双转子电机结构，内外电机之间的耦合程
内电机／９１－电机数值
１／１７５０／７５０２０５６．６６２×５１６２．８１１．１５５７５０１０４６２×５２／２０．６／０．６３０１．２／０．５５４５／５０
１２×５０ｘ１．８１×３７／１２×５０×２．８６×２０
度将影响电机的控制复杂程度及控制方式的选择，因此有必要对其耦合情况进行分析。图１０ａ为内、外电机在三种负载下由于磁场耦合而产生的外、内气隙磁通密度分布，两图中气隙磁通密度最大值分别为０．００３Ｔ和０．００３５Ｔ，远小于图９中最大值。为进一步说明在其他定转子相互位置时的内外电机耦合情况，图１０ｂ给出了内外电机以７５０ｒ／ｍｉｎ额定转速旋转，即中间转子以７５０ｒ／ｍｉｎ，内转子以
１
外定子磁轭厚度／ｍｍ
外定子极角／（ｏ）
中间转子外径／ｍｍ
中间转子轭厚度／ｍｍ中间转子外侧极角／（ｏ）中间转子内侧极角／（。）
铁心叠片长度／ｍｍ内转子外径／ｍｍ内转子磁轭厚度／ｍｍ内转子极角／（。）
５００ｒ／ｍｉｎ旋转时，三个部件不同相对位置下外永
磁体Ｐ眠。。作用产生的内气隙磁通密度，其峰值均
小于０．００３Ｔ，证明了在电机额定运行整个周期内，内外电机间磁场耦合极小，近似可以忽略。图１１为内（外）电机空载时在外绕组（内绕组）上感应的反电动势Ｅｏ。。（Ｅｉ。），幅值分别为０．３２Ｖ及０．２８Ｖ，说明内外电机互感很小，再次验证了前述由径向磁通密度的分析推导出内外电机耦合较小的结论，故内、外电机可采取独立控制的方式，从而极大减小了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机控制系统的难度，使之成为其应
永磁体切向角度／（。）
气隙长度／ｍｍ转轴直径／ｍｍ永磁体剩磁／Ｔ绕组匝数／匝永磁体体积／ｍｍ３
４．１
气隙磁通密度分布
由于气隙磁通密度幅度直接反映了电机磁场强
度及功率输出能力，因此采用有限元方法对内（外）气隙径向磁通密度Ｂ咖（Ｂｇｏｕｔ）进行了仿真。图９为内外电机三种负载下的内外气隙磁通密度分布，即空载（Ｐ％。，Ｐ＾磊。。）、电枢反应（ｉｑｉｎ＝１１Ａ，ｉｑｏｕｔ＝８Ａ）、额定负载（ＰＭｉ。＋ｆｑｉ。，ＰＭｏ。ｔ＋ｆｑⅢ），三种情况下内（外）气隙磁通密度最大值分别为１．７８Ｔ、１Ｔ及１．９８Ｔ（１．１９Ｔ、０．７８Ｔ及１．９３Ｔ），说明内外电机磁场能满足功率需求，即内电机能提供期望的功率密度和转矩输出，外电机能满足ＨＥＶ系统中汽车起步等纯电动工况下的功率要求；还可以看出，内外气隙电枢反应磁通密度相对永磁磁通密度较小，即使在内外电机分别施加１１Ａ及８Ａ的额定电流时，内外电机电枢反应磁通密度最大值相对其永磁磁通密度最大值的比例分别为５６％及６５％。
Ｆｉｇ．１０
∞
气隙侧周（机械角度）肝）Ｌ隙圆周（机械角度）＂、）
（ａ）内（外）ＩＵ机工作时‘生的外（内）气隙磁通密度
０００３
ｉ
０
珈００３
８
（ｂ）不同相对位置时Ｐ眠。。在内气隙圆周的磁通密度分布
图１０
内外电机耦合的气隙磁通密度
Ｃｏｕｐｌｅｄａｉｒ—ｇａｐｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｂｅｔｗｅｅｎｉｎｎｅｒ
ａｎｄｏｕｔｅｒｍａｃｈｉｎｅｓ
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
８１
机低速空载起动时转速胛ｉ。（Ｆ／ｏｕｔ）及电流ｉｉ。（１。ｏｕｔ）波形，内外电机转速分别在０．５８ｓ和０．６４ｓ时达到稳定转速，说明系统具有很快的响应速度。
图１
Ｆｉｇ．１１
１
内外电机相互感应的空载反电动势
Ｉｎｄｕｃｅｄｎｏ－ｌｏａｄＢＥＭＦｂｅｔｗｅｅｎｉｎｎｅｒａｎｄ
ｏｕｔｅｒ
图１３样机照片
Ｆｉｇ．Ｉ３
Ｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｍａｃｈｉｎｅ
ｍａｃｈｉｎｅｓ
４．３转矩分析
为验证电机优化设计参数的有效性，对ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的转矩进行了分析。图１２比较了内外电机的转矩．电流特性，并显示了额定负载时的输出转矩。其中外电机比内电机显示出了更大的转矩输出能力，在额定负载时的内外电机输出转矩分别为１５．５Ｎ・ｍ和１５Ｎ・ｍ，而内外电机共同作用时的输出转矩近似为内外电机单独作用下输出转矩之和，说明在混合驱动模式下ＦＳＰＭ—ＤＲ电机能提供更大的转矩输出，从而改进输出动力性能；此外，内外电机共同作用时的输出转矩脉动系数仅为３％，说明经过优化设计，电机具有较大转矩输出能力及小转矩脉动的特点。
ｏ：…
－Ｅｌｎ＿．－
（ａ）空载反电动势仿真曲线
？；；丫
…∥、：
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＼
底瓣Ｉ卜Ｙ：∥‘
一
乡‘．：留一＿…姒，。
时问（１ｍｓ／格）
（ｂ）空载反电动势实测曲线
，＼，
！＼Ｅｏｕ；！／！．
图１４
图１２
Ｆｉｇ．１２
额定转速下内外电机空载反电动势
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机不同工况输出转矩及定位转矩
Ｆｉｇ．１４
Ｔｏｒｑｕｅｗａｖｅｆｏｒｍｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｐｅｒａｔｉｏｎａｌｍｏｄｅｓ
Ｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｎｏ—ｌｏａｄｂａｃｋＥＭＦｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｍａｃｈｉｎｅａｎｄｏｕｔｅｒｍａｃｈｉｎｅａｔ７５０ｒ／ｒａｉｎ
５
实验验证
一
’－’ｌ。’ｌ
为了验证电机设计的有效性，根据表２的设计
：
，？Ⅲ广叶—一一Ｈ山＿。Ｈ－一。，７¨ｕｌ，一一一
一一
．
＼／
参数加工了一台额定功率为２ｋＷ的原理样机，图１３为样机照片，图１４为ＦＳＰＭ．ＤＲ电机在转速为７５０ｒ／ｍｉｎ时内外电机三相反电动势波形的仿真及实
＼／
＼／
一
＼』
：
ｊｈ・・ｐ一
一
：
测曲线。由图可以看出，仿真及实测反电动势波形均呈现很好的正弦性，实测内（外）空载反电动势Ｅｉ。（Ｅｍｎ）幅值分别为９１．５Ｖ和７８Ｖ，小于图１４ａ中仿真曲线相应值（９４Ｖ和８０Ｖ），大于实测幅值，这主要是由于采用有限元仿真时忽略了端部效应的影响以及加工、测量误差造成的。此外，对ＦＳＰＭ—ＤＲ样机进行了起动性能测试，图１５所示为内（外）电
ｌ
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ｒ”””””ｗ・
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０Ｉ止山ｕｈ．饥ｌ。．“１＾Ｌｍ
”’１’ｌ＿｜｜ｒｗ＿””ｌ－
Ｉ＿
酬问（２ｓ／格）
图１５
Ｆｉｇ．１５
内外电机起动转速与电流实测波形
Ｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｓｔａｒｔｉｎｇｓｐｅｅｄａｎｄｃｕｒｒｅｎｔｗａｖｅｆｏｒｍｓｏｆｂｏｔｈｍａｃｈｉｎｅｓ
８２
电工技术学报
２０１４年９月
６
结论
本文提出一种新型ＦＳＰＭ—ＤＲ电机，即将双转
子电机概念与永磁磁通切换电机结构相结合，可实现无级变速，并具有高转矩密度、低转矩脉动、高可靠性及低维护等特点，本文详细介绍了电机拓扑结构、工作原理，给出了该种电机的设计方法，包括基于功率方程的内外电机初始设计及基于转矩脉动最小的优化设计。采用有限元方法对电机电磁性能进行了分析。电机的转矩特性表明本电机可通过合理设计以满足混合动力系统功率需求。对样机的空载反电动势实验结果较好验证了有限元仿真结果，电机的低速空载起动曲线说明了系统响应速度较快。后续将对电机进行温度场分析、损耗及效率分析、不同工况的仿真及实验、能量策略及管理等工作。
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Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，２００９，４５（１Ｏ）：
４７０８—４７１１
莫丽红
女，１９８０年生，博士研究生，研究方向为双转子电机及
其驱动技术。全
力
男，１９６３年生，教授，博士生导师，研究方向为电动汽
车驱动控制技术、新能源发电技术等。
［１４】Ｚｈｕ
作者简介
定子永磁式双转子电机设计与实验研究
作者：作者单位：
莫丽红， 全力， 朱孝勇， 陈云云， 邱海兵， Mo Lihong， Quan Li， Zhu Xiaoyong， Chen Yunyun， Qiu Haibing
莫丽红,Mo Lihong(江苏大学电气信息学院 镇江 212013 ;淮阴工学院电子与电气工程学院 淮安
223003) ， 全力,朱孝勇,陈云云,邱海兵,Quan Li,Zhu Xiaoyong,Chen Yunyun,Qiu Haibing(江苏大学电气信息学院 镇江 212013)
电工技术学报
Transactions of China Electrotechnical Society2014,29(9)1次
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引用本文格式：莫丽红. 全力. 朱孝勇. 陈云云. 邱海兵. Mo Lihong. Quan Li. Zhu Xiaoyong. Chen Yunyun. Qiu Haibing 定子永磁式双转子电机设计与实验研究[期刊论文]-电工技术学报 2014(9)
２０１４年９月
电工技术学报
Ｖ０１．２９Ｎｏ．９
定子永磁式双转子电机设计与实验研究
莫丽红１，２
（１．江苏大学电气信息学院
摘要
全
镇江
力１
２１２０１３
朱孝勇１陈＊－Ｘ－１邱海兵１
淮安
２２３００３）
２．淮阴工学院电子与电气工程学院
提出一种应用于混合动力汽车驱动系统的新型定子永磁式双转子电机，即将双转子电
机概念与永磁磁通切换电机相结合，以获得高转矩密度、低转矩脉动及高功率密度，满足混合动力系统对于小型轻量化及平稳运行的需求。本文对新型定子永磁式磁通切换双转子电机的拓扑结构及其混合动力驱动系统的工作原理进行了介绍，详细分析了内外电机的设计方法及基于转矩脉
动最小的尺寸优化，并利用有限元方法对电机电磁性能进行了仿真。仿真表明了电机设计的合理性，通过原理样机实测数据验证了电机设计的有效性，并显示了内外电机具有的快速响应性能，说明此结构双转子电机可有效提高转矩密度，减小转矩脉动，通过合理设计能满足ＨＥＶ应用功
率需求。
关键词：永磁磁通切换电机中图分类号：ＴＭ３０１．３
双转子电机设计
混合动力汽车
电磁性能
有限元方法
ＯｐｔｉｍａｌＤｅｓｉｇｎａｎｄＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｏｆａＮｏｖｅｌＤｏｕｂｌｅ－Ｒｏｔｏｒ
ｗｉｔｈＰＭｓｉｎＳｔａｔｏｒ
Ｍｏ
Ｌｉｈｏｎ９１’２
Ｍａｃｈｉｎｅ
Ｑｕａｎ
Ｌｉｌ
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２１２０１３
ＱｉｕＨａｉｂｉｎ９１
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Ｃｈｉｎａ）
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ｖａｌｉｄｉｔｙ
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ｍａｃｈｉｎｅ
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Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｆｌｕｘｓｗｉｔｃｈｉｎｇｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔ
ｈｙｂｒｉｄｅｌｅｃｔｒｉｃ
ｍａｃｈｉｎｅ（ＦＳＰＭ），ｄｏｕｂｌｅ－ｒｏｔｏｒｍａｃｈｉｎｅｄｅｓｉｇｎ，
ｖｅｈｉｃｌｅ（ＨＥＶ），ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ，ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ）
引言
传统驱动汽车的内燃机由于其最优效率较低，
仅３０％～４０％左右，且在非常狭窄的转速一转矩范围内才能获得，因此汽车在不同工况下的平均效率更低。为了实现内燃机在不同工况下都能运行于最优
国家自然科学基金（５１０７７０６７，５１１７７０６５），教育部博士点基金（２０１１３２２７１１０００２），江苏省自然科学基金（ＢＫ２０１１４７５，ＢＫ２０１３０４１８）江苏高校优势学科建设工程（ＰＡＰＤ）和江苏省高校研究生科研创新计划（ＣＸＺＺｌ２．０６８５）资助项目。
收稿日期２０１３－０５．０９
改稿日期２０１３－０７．２４
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
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效率，提高燃油经济性，专家提出了不同结构的双转子电机，以应用于混合动力汽车驱动系统。其原理是通过两个可变速和变转矩的转子，将内燃机和电动机两种功率流实现合理的耦合及分配，满足不同工况负载要求的同时使内燃机始终工作在最优效率点。双转子电机可代替传统汽车中的离合器、变速箱、差速器、起动电机和发电机，不仅节约了空间，而且功率密度和能量传输效率也得到很大提升。
双转子电机最早由ＫａｒｌＨｅｆｅｌ于１９３５年提出采用同心布置的两台直流电机及串级调速方法以提高效率。２００４年荷兰代尔芙特理工大学的Ｈｏｅｉｊｍａｋｅｒｓ教授提出了基于改进的感应电机串级调速的电气变速器（ＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＶａｒｉａｂｌｅＴｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ，ＥＶＴ）的概念，瑞典皇家理工学院的ＣｈａｎｄｕｒＳａｄａｒａｎｇａｎｉ教授提出了中间转子为双面永磁结构的四象限机电能量转换器（ＦｏｕｒＱｕａｄｒａｎｔＴｒａｎｓｄｕｃｅｒ，４ＱＴ）。其中四端口能量变换装置（４ＱＴ）由于采用永磁材料而拥有较高功率密度和高效率，然而其中间转子结构复杂，内外侧永磁体的安装和固定存在难度，且内外
成：外定子、中间转子和内转子。其中外定子和中间转子构成外电机，内转子和中间转子构成内电机，内转子和外定子可分别看作内、外电机的定子，永磁体和三相绕组均布置在内外电机的定子上，因此称为“定子永磁式双转子电机”。内外电机的两个气隙分别称为“内气隙”和“外气隙”，电机的三个部件由两个气隙分隔，而在磁路上连通。
图１
Ｆｉｇ．１
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机剖面
Ｔｈｅｃｒｏｓｓ－ｓｅｃｔｉｏｎｏｆｐｒｏｐｏｓｅｄＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
在ＦＳＰＭ．ＤＲ电机中，内外电机均采用１２／２２极结构，以克服永磁体带来的定位转矩较大的问题。外定子和内转子每个磁极上均布置有集中绕组，每间隔９０。的４个线圈串联成一相构成三相绕组，利用绕组互补性特点可以增加磁链和反电动势的正弦性。外定子和内转子每个磁极中嵌有永磁体，并在圆周上切向交替充磁，具有聚磁的作用，可增加内外电机的气隙磁通密度、反电动势以及输出转矩，提高电机的转矩密度，满足ＨＥＶ应用中对于小型轻量的需求【６＇７】。
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的中间转子结构简单，不仅能提供较高的机械强度，还可避免中间转子带来的散热问题。在内转子的设计上，一方面在满足功率要求时通过减少永磁体的用量以获取尽可能小的转矩脉动，同时考虑到永磁磁通切换电机本身具有一定的抗去磁性、耐温性，可在一定程度上克服内转子工作时温度升高带来的不利影响（８１。
２．２
电机磁场耦合程度较蒯卜４１。另一种开关磁阻双转子
电机结构是基于最小磁阻原理的四端口机电能量变换器，结构简单，且中间转子无永磁体无绕组，允许有较高温升，起动转矩大，低速性能较好，调速范围宽，然而其转矩脉动较大，其转矩密度及功率密度相对采用永磁体材料的４ＱＴ较低。
本文提出一种新型永磁磁通切换双转子电机
（Ｆｌｕｘ－Ｓｗｉｔｃｈｉｎｇ
Ｐｅｒｍａｎｅｎｔ—ＭａｇｎｅｔＤｏｕｂｌｅ—Ｒｏｔｏｒ，
ＦＳＰＭ．ＤＲ）结构，不仅继承了永磁磁通切换电机高转矩密度、高效及耐温性的特点，以实现ＨＥＶ驱动系统要求的小型轻量化，而且通过电机的结构及参数优化设计，能实现低转矩脉动：此外由于简单的中间转子结构，可以避免中间转子上永磁体的安装固定及冷却问题【５Ｊ。
本文首先介绍了电机的拓扑结构及工作原理；然后基于永磁磁通切换电机的功率方程介绍了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的设计方法，并采用有限元方法进行了基于最小转矩脉动的尺寸优化；为验证电机设计的合理性，采用有限元方法对其进行了电磁性能分析，并通过对原理样机的实验对电机设计的有效性进行了验证。
２
２．１
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机驱动系统
采用ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的ＨＥＶ驱动系统如图２所
示。ＦＳＰＭ．ＤＲ电机位于内燃机与混合电动汽车的驱动轴之间，其内转子与内燃机相连并随之旋转，中间转子与驱动轴相连。内外电机集成在一起，并由蓄电池通过两个反向的逆变器提供电能。在系统中，外定子作为电气端口与蓄电池之间传递电能，中间转子作为机械端口驱动负载，而内转子作为电气端口和机械端口双端口，既可与蓄电池之间传输电能，
电机拓扑结构及系统工作原理
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机拓扑结构
如图Ｉ所示，ＦＳＰＭ．ＤＲ电机主要由三部分构
７６
电工技术学报２０１４年９月
也可从内燃机输入机械能。在ＦＳＰＭ—ＤＲ中，内电机调节ＦＳＰＭ—ＤＲ电机最终输出的转速，而外电机可提高或降低内燃机输出的转矩以达到驱动轴所需的转矩，通过这种方式，内燃机在不同工况下均得以工作在最优效率点，从而实现最佳燃油经济性。
式中
Ｐ＿输出功率；
Ｐ。，ｐ，——定、转子极数；
幻，七。——电机漏磁系数和直槽系数；
Ａ。，Ｂｇｍａｘ——电机线负荷及气隙磁通密度最大值；
Ｄ。ｉ——电机定子内径；ｆａ——铁心叠片长；玎——额定转速；
ｃ。——定子齿宽极弧系数；珂——电机效率。
表１电机参数
Ｔａｂ．１
Ｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
待定参数（内／外电机）
固定参数（内／外电机）
额定功率Ｐｌ，Ｐ２额定转速＂ｌ，”２绕组相数ｍ，ｍ
外定子内外径Ｄ；，２，Ｄ。。２中间转子内外径Ｄ。Ｄ，。
内转子外径Ｄ。ｊＩ
槽面积Ｓｓｌ。¨，Ｓ。Ｉ。ｔ２槽满率ｋｐｌ，ｋｐ２电流密度＾ｌ，以２
图２
Ｆｉｇ．２
采用ＦＳＰＭ—ＤＲ电机的ＨＥＶ驱动系统
内转子极数Ｐ。ｌ中间转子极数Ｐ，１外电机定转子极数Ｐ。２，Ｐ，２
气隙长度ｇ，ｇ铁心叠片长度，。
ＴｈｅＨＥＶｄｒｉｖｉｎｇｓｙｓｔｅｍｕｓｉｎｇＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
由于ＦＳＰＭ—ＤＲ电机中两个转子的存在，使之可实现混合动力系统中各种不同的工况。如在纯电动模式下，内燃机不工作，汽车由外电机驱动；在回馈制动模式下，汽车在低速运行或停止运行时，内燃机完全关断，因此汽车部件储存的可回收能量可通过外电机传递给蓄电池，以提高燃油经济性；在高速巡航模式下，内燃机可单独驱动汽车在一接近恒定的转矩及转速范围；在混合驱动模式下，外电机和内燃机同时为负载提供能量，以满足加速或爬坡时的动力性能【９】。
３
线负荷Ａ小Ａ。２
（１８～３５ｋＡ／ｍｍ）磁负荷ＢｇｍａｘＩ，Ｂｇｍａｘ２
（０．６～２．５Ｔ）
漏磁系数ｋ…ｋｄ２
直槽系数轴径ｋ。ｌ，ｋ。２
外定子内径／内转子外径＾
外定子内外径比＾。
内转子极弧系数ｃ。Ｉ
外定子极弧系数ｃ。ｚ绕组匝数Ｎ。ｈｉ，Ｎｐｈ２
额定电流，ｒｍｓｌ，，…２
效率口ｌ，＿！
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计
由于ＦＳＰＭ．ＤＲ电机有两个气隙，因此，电机
故ＦＳＰＭ尺寸方程为
设计可分为两个部件：内电机和外电机的设计。
３．１
电机参数
由于电机设计中包含许多未知参数，因此有必
蜘蔫面Ｐｉ㈣
内、外电机尺寸方程分别为
要假定一些固定参数，以此推导电机结构的可调参数。固定参数的值与电机设计目标及已确定的电机结构密切相关，主要包括电机额定功率、额定转速、定转子极数等，表１列出了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计的固定参数和可调参数及其符号表示。
３．２
瑶卜焉茹
由于双转子电机可看做内外两个电机构成，其
（３）
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机尺寸方程
在忽略电机电阻时，常规永磁磁通切换电机输
出功率方程为
碥卜薷玄苌磊
（４）
Ｐ＝酱鲁％红４‰。瑶ｆａ＂Ｃｓｒ／
假设五＝Ｄｓｉ２／Ｄｓｉｌ，内、外电机的漏磁系数、
（１）
直槽系数、线负荷、气隙磁通密度最大值、额定转
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
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速、定子齿宽极弧系数及效率的比值分别为七１、ｋ２、屯、幻、七５、ｋ６及幻，且
风Ｐｒ２２＝％×盟Ｐｓｉ
风２
ｏ
（５）
则可得ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的尺寸方程为
（１＋七旯２）。ｉｔ‘２三蚕三二三：：Ｐ：ｏｉ‘６）１２０
５１
５１掣１“１
１…１Ｐｓｌ“１
式中，七＝兀ｋｉ；Ｐｏ＝曷＋Ｐ２。
（１＋兄２）磷１，ａ＝１ｊ———卫———一（７）
坚譬ｂ１哎１４ｌ‰ｌ啉１吼１２０凤１……５…１…“
此时，内外电机功率分配完全取决于内转子外径与外定子内径的比值即五的取值‘１０，１１】。
双转子电机的设计一般是先从内电机开始，因此可先根据ＦＳＰＭ—ＤＲ电机尺寸方程式（６）或式（７）计算电机内转子外径，并由Ｚ值确定外定子内径，然后根据气隙长计算中间转子内外径，最后进行外定子、中间转子及内转子尺寸参数设计并进行性能校核，具体设计流程如图３所示。
图３
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机设计流程图
Ｆｉｇ．３
ＴｈｅｄｅｓｉｇｎｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆＦＳＰＭ－ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
３．３内电机初始设计
如图３所示，将假定的参数代入尺寸方程求得内转子外径Ｄ刚及中间转子内外径后，还需要对内
电机的尺寸包括内永磁体材料选择、内转子磁轭厚度、内转子齿宽、永磁体厚度、中间转子齿宽、齿高等参数进行合理设计，使得内电机的电、磁负荷、极弧系数与假定值相等，同时能满足功率、转矩输
出及效率等预期性能要求。
其中反映内电机磁负荷的气隙磁通密度峰值曰。。。，可通过有限元方法仿真进行校验，反映内电机电负荷的参数线负荷Ａ。ｌ则可由式（８）求得。
４１：—２ｍＮｐｈ—ｌｌｒｍｓｌ：—２ｍ（４Ｎｅｏ—ｉ１１）Ｉｒｍｓｌ“
：！咝！ｉ！！生！：—８ｍＪｓｌＳ—ｓｌｏｔｌｋｐｌ（８）也ｉｌ也ｉ１
蛾ｉ１
ｔａｒｓｉｌ
当实际电、磁负荷乘积与假定值不相等时，可通过调整永磁体材料及永磁体厚度来改变气隙磁通密度峰值Ｂ。。ｘ１，通过调整槽面积Ｓ。ｌｏｔ、电流密度五。及槽满率ｋ。来改变线负荷。需要注意的是电、磁负荷及槽满率、电流密度均存在一定的约束范围，以避免造成布线困难或增加损耗降低效率等问题。此外当调整电磁负荷的过程中因改变内转子尺寸从而改变了内转子齿极弧系数ｃ小应对其改变的值在电、磁负荷部分进行补偿或抵销。
中间转子内、外径可由式（９）、式（１０）求得。
巩＝Ｄｓｉｌ＋２９
・
（９）
Ｄｒｏ：阜一Ｄｒｏ＝—竽一
９２）０１（（１０
由于气隙很小，外转子厚度主要取决于参数兄值。内电机参数设计及校验流程如图４所示。３．４外电机初始设计
外定子内、外径由式（１１）、式（１２）求得。
壤ｉ２：阜
（１１）
皿０２－孕
（１２）
１
外定子内外径求得后，外定子磁轭厚度可根据设计经验初定为外定子齿宽，从而可推导外定子齿高。外定子其他参数如永磁体材料、外永磁体厚度、外定
子齿宽，外定子磁轭厚度等参数可参考内电机设计方法进行设计及校验，直到电机性能满足预期要求。
７８
电工技术学报
２０１４年９月
饥：竺魄２亩
（１４）¨钏
ｊｃ２‰一√嵋＋８（岛一厶）２瑶“Ｌｑ＞Ｌｄ
ｃ＝‰＋√派＋８（岛一Ｌｄ）２‘‰Ｌｑ＜Ｌｄ
（１５）
，。。＝ｘ厄Ｊｓ‰Ｓｓｌ。ｔｋＰ一
Ⅳｐｈ２４Ⅳｃ。ｉｌ
∥。＝Ⅳｃ。ｉ１允
Ｍ６
＂７墙８均９
厶＝ＡⅣ三ｉｌＬｑ＝ＡｑＮＬｉｌ
加０式中，‰、彳ｄ、彳。分别为线圈匝数为１即每相绕组
匝数为４时的线圈磁链、直轴电感、交轴电感。
确定线圈绕组匝数Ⅳｃｏｉｌ后，可由式（２１）确定电枢绕组的额定电流厶。。。
Ｉ．：——
ｒｍ８
（２１）…。
ＪｓⅣｃＳｓｌ。ｏｉｔｌｋｐ
３．６基于转矩脉动最小的电机优化
由于ＦＳＰＭ．ＤＲ电机中采用了较多永磁体，转矩脉动较大，因此在电机初始设计后，还需对其就减小转矩脉动进行参数优化，优化后的电机参数会有较小变动，因此在初始设计时应保留一定的裕量。
图４
Ｆｉｇ．４
内电机设计流程图
由于电机的转矩脉动不仅与永磁体厚度密切相关，还与电机其他尺寸参数有关。针对内电机，本文主要就图５中的内永磁体切向弧度臼。ｍｉ、内转子齿切向弧度０小中间转子的内齿弧度０，，及中间转子的内齿轭连接处切向弧度仇：这四个参数进行优化，以利用较少的永磁体实现较大的转矩输出及较小的转矩脉动。
Ｔｈｅｄｅｓｉｇｎｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｍａｃｈｉｎｅ
３．５绕组匝数及额定电流
在电机结构参数确定后，内外电机可采取相同的方法确定相绕组匝数及额定电流。确定每相绕组匝数时必须要将电机的每匝静态特性和控制系统结合起来综合考虑。对于某相绕组匝数ⅣＤｈ，电机恒转矩运行的基速即额定转速ｒｏｂ（ｒａｄ／ｓ）、功率逆变器
所能提供的最大电压‰。。和电机本体电磁参数之
间的关系应满足式（１３）。
２
Ｖｍａｘ
ＣＯｂ
（１３）
（ａ）外ｊ正Ｊ’
（ｂ）一巾『司转了
瞧
ｃ）ｌ上ｊ转ｊ７
图５电机主要优化尺寸参数
式中，额定转速ｔＯ”参数Ｃ、最大电枢电流ｋ。；、
Ｆｉｇ．５
Ｔｈｅｍａｉｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｔｏｂｅｏｐｔｉｍｉｚｅｄ
线圈匝数Ⅳｃ。ｉｌ、线圈磁链％、交直轴电感Ｌ。、Ｌｄ
满足式（１４）～式（２０）。
为比较不同尺寸下的电机输出转矩脉动情况，
定义转矩脉动系数所为
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
７９
峰＝瓦Ｔｍａｘ－Ｔｍｉｎ
式中
％。。，％ｉ。——输出转矩的最大值和最小值。图６列出了内电机在施加相同负载（ｆｄ＝０，ｆａ＝７．７８Ａ）时不同尺寸参数下的平均输出转矩Ｌ及
转矩脉动系数断。如图６ａ所示，当日。ｉ＞５。或臼。ｉ＜
５。时，转矩脉动系数波动较大；当巩ｉ－５。时，在整
个口训变化范围内均可获得较小转矩脉动，其中当
吼。ｉ为１．５。、２。和３。时得到的转矩脉动系数较小，分别为０．８％、１．３％和２．８％，相应平均输出转矩分别为ｌ１．７Ｎ・ｍ、１４．３Ｎ・ｍ和１６．６Ｎ・ｍ。综合考虑较大转矩输出、较小转矩脉动及较大内转子绕组面积的需要，巩。ｉ和民两个参数分别选为２。和５。。图６ｂ显示了当吼。ｉ和仇ｉ分别为２。和５。，不同研ｌ时内电机转矩输出情况，当１９ｒ。＝７。时转矩脉动系数最小（１．０６％），转矩输出较大（１４．１Ｎ・ｍ）；当吼。ｉ、目。ｉ
Ｆｉｇ．７
（ｂ）不同钆及研４时外电机输出转矩及转矩脉动
图７不同外电机尺寸参数的转矩特性
Ｔｏｒｑｕｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｕｔｅｒｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
及研１分别为２。、５。和７。时，不同目，２时内电机转矩输出情况如图６ｂ所示，当研２＝５。时，可获得最小转矩脉动系数及较大转矩输出。
图８反映了内、外气隙长ｇ对电机输出转矩特性的影响，可以看出，外电机转矩输出及转矩脉动随外气隙长度影响较大，随外气隙长度增大而减小；内电机转矩输出随内气隙长度变化趋势与外电机类似，而内电机转矩脉动随内气隙长度影响较小，当内气隙长度增大时仅有缓慢减小；考虑电机转矩需求、加工难度及工作可靠性，最终将气隙长度定为
ａ）不同目。，及目。．时内电机输出转矩及其脉动系数
０．６ｍｍ。
（ｂ）不同研ｌ及０，２时内电机输出转矩及转矩脉动
图６不同内电机尺寸参数的转矩特性
Ｆｉｇ．６
Ｔｏｒｑｕｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｎｅｒｍａｃｈｉｎｅ’Ｓｄｉｍｅｎｓｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓ
图８
Ｆｉｇ．８
不同内／外气隙下的输出转矩及转矩脉动系数
Ｔｏｒｑｕｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｉｒｇａｐｌｅｎｇｔｈｓ
类似的，对外电机的永磁体切向弧度０ｐ。。、内
电机优化结束后，在确定的内外电机８个参数基础上，内外电机绕组面积及极弧系数便已确定下来，由于与初始设计结果有所调整，还需对内外电机线负荷及磁负荷等参数在约束范围内进行补偿，以满足电机性能需求。
４
转子齿切向弧度目。”中间转子的外齿切向弧度研。
及中间转子的外齿轭连接处切向弧度研３这四个参数进行优化，以满足转矩输出要求。
图７为外电机不同钆。。、吼。、臼，３及口，４的平均转矩输出及转矩脉动系数（ｉｄ＝０，ｉｑ＝７．７８Ａ）。综合考虑电机对大转矩输出、小转矩脉动、少永磁体用量三个方面，最终上述四个参数分别定为２。、５。、
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机电磁性能
综合ＦＳＰＭ．ＤＲ初始设计及优化设计结果，最
８０
电工技术学报
２０１４年９月
终确定了电机的设计参数，见表２。为验证电机设计参数的合理性，利用有限元方法对确定结构及尺寸参数的电机进行了空载及负载时的电磁性能仿真，包括内外电机电枢反应气隙磁通密度、空载及额定负载时的气隙磁通密度、空载反电动势及不同工况下额定负载时输出转矩等１１２－１４１。
表２主要设计参数
Ｔａｂ．２
参数额定功率／ｋＷ额定转速／（ｒ／ｍｉｎ）外定子外径／ｍｍ
Ｋｅｙｄｅｓｉｇｎｄａｔａ
＋Ｌ
４Ｘ删Ｊ爿《制ｌ｝代ｆ旬』芝）１１）Ｌ，班盼｜ｊ刮（｝儿ｆ成角』芝１（）
图９
Ｆｉｇ．９
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机径向气隙磁通密度
Ａｉｒ－ｇａｐｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｏｆＦＳＰＭ—ＤＲｍａｃｈｉｎｅ
４．２
内外电机磁场耦合
对于双转子电机结构，内外电机之间的耦合程
内电机／９１－电机数值
１／１７５０／７５０２０５６．６６２×５１６２．８１１．１５５７５０１０４６２×５２／２０．６／０．６３０１．２／０．５５４５／５０
１２×５０ｘ１．８１×３７／１２×５０×２．８６×２０
度将影响电机的控制复杂程度及控制方式的选择，因此有必要对其耦合情况进行分析。图１０ａ为内、外电机在三种负载下由于磁场耦合而产生的外、内气隙磁通密度分布，两图中气隙磁通密度最大值分别为０．００３Ｔ和０．００３５Ｔ，远小于图９中最大值。为进一步说明在其他定转子相互位置时的内外电机耦合情况，图１０ｂ给出了内外电机以７５０ｒ／ｍｉｎ额定转速旋转，即中间转子以７５０ｒ／ｍｉｎ，内转子以
１
外定子磁轭厚度／ｍｍ
外定子极角／（ｏ）
中间转子外径／ｍｍ
中间转子轭厚度／ｍｍ中间转子外侧极角／（ｏ）中间转子内侧极角／（。）
铁心叠片长度／ｍｍ内转子外径／ｍｍ内转子磁轭厚度／ｍｍ内转子极角／（。）
５００ｒ／ｍｉｎ旋转时，三个部件不同相对位置下外永
磁体Ｐ眠。。作用产生的内气隙磁通密度，其峰值均
小于０．００３Ｔ，证明了在电机额定运行整个周期内，内外电机间磁场耦合极小，近似可以忽略。图１１为内（外）电机空载时在外绕组（内绕组）上感应的反电动势Ｅｏ。。（Ｅｉ。），幅值分别为０．３２Ｖ及０．２８Ｖ，说明内外电机互感很小，再次验证了前述由径向磁通密度的分析推导出内外电机耦合较小的结论，故内、外电机可采取独立控制的方式，从而极大减小了ＦＳＰＭ．ＤＲ电机控制系统的难度，使之成为其应
永磁体切向角度／（。）
气隙长度／ｍｍ转轴直径／ｍｍ永磁体剩磁／Ｔ绕组匝数／匝永磁体体积／ｍｍ３
４．１
气隙磁通密度分布
由于气隙磁通密度幅度直接反映了电机磁场强
度及功率输出能力，因此采用有限元方法对内（外）气隙径向磁通密度Ｂ咖（Ｂｇｏｕｔ）进行了仿真。图９为内外电机三种负载下的内外气隙磁通密度分布，即空载（Ｐ％。，Ｐ＾磊。。）、电枢反应（ｉｑｉｎ＝１１Ａ，ｉｑｏｕｔ＝８Ａ）、额定负载（ＰＭｉ。＋ｆｑｉ。，ＰＭｏ。ｔ＋ｆｑⅢ），三种情况下内（外）气隙磁通密度最大值分别为１．７８Ｔ、１Ｔ及１．９８Ｔ（１．１９Ｔ、０．７８Ｔ及１．９３Ｔ），说明内外电机磁场能满足功率需求，即内电机能提供期望的功率密度和转矩输出，外电机能满足ＨＥＶ系统中汽车起步等纯电动工况下的功率要求；还可以看出，内外气隙电枢反应磁通密度相对永磁磁通密度较小，即使在内外电机分别施加１１Ａ及８Ａ的额定电流时，内外电机电枢反应磁通密度最大值相对其永磁磁通密度最大值的比例分别为５６％及６５％。
Ｆｉｇ．１０
∞
气隙侧周（机械角度）肝）Ｌ隙圆周（机械角度）＂、）
（ａ）内（外）ＩＵ机工作时‘生的外（内）气隙磁通密度
０００３
ｉ
０
珈００３
８
（ｂ）不同相对位置时Ｐ眠。。在内气隙圆周的磁通密度分布
图１０
内外电机耦合的气隙磁通密度
Ｃｏｕｐｌｅｄａｉｒ—ｇａｐｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｂｅｔｗｅｅｎｉｎｎｅｒ
ａｎｄｏｕｔｅｒｍａｃｈｉｎｅｓ
第２９卷第９期莫丽红等定子永磁式双转子电机设计与实验研究
８１
机低速空载起动时转速胛ｉ。（Ｆ／ｏｕｔ）及电流ｉｉ。（１。ｏｕｔ）波形，内外电机转速分别在０．５８ｓ和０．６４ｓ时达到稳定转速，说明系统具有很快的响应速度。
图１
Ｆｉｇ．１１
１
内外电机相互感应的空载反电动势
Ｉｎｄｕｃｅｄｎｏ－ｌｏａｄＢＥＭＦｂｅｔｗｅｅｎｉｎｎｅｒａｎｄ
ｏｕｔｅｒ
图１３样机照片
Ｆｉｇ．Ｉ３
Ｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｍａｃｈｉｎｅ
ｍａｃｈｉｎｅｓ
４．３转矩分析
为验证电机优化设计参数的有效性，对ＦＳＰＭ．ＤＲ电机的转矩进行了分析。图１２比较了内外电机的转矩．电流特性，并显示了额定负载时的输出转矩。其中外电机比内电机显示出了更大的转矩输出能力，在额定负载时的内外电机输出转矩分别为１５．５Ｎ・ｍ和１５Ｎ・ｍ，而内外电机共同作用时的输出转矩近似为内外电机单独作用下输出转矩之和，说明在混合驱动模式下ＦＳＰＭ—ＤＲ电机能提供更大的转矩输出，从而改进输出动力性能；此外，内外电机共同作用时的输出转矩脉动系数仅为３％，说明经过优化设计，电机具有较大转矩输出能力及小转矩脉动的特点。
ｏ：…
－Ｅｌｎ＿．－
（ａ）空载反电动势仿真曲线
？；；丫
…∥、：
：／
＼
底瓣Ｉ卜Ｙ：∥‘
一
乡‘．：留一＿…姒，。
时问（１ｍｓ／格）
（ｂ）空载反电动势实测曲线
，＼，
！＼Ｅｏｕ；！／！．
图１４
图１２
Ｆｉｇ．１２
额定转速下内外电机空载反电动势
ＦＳＰＭ．ＤＲ电机不同工况输出转矩及定位转矩
Ｆｉｇ．１４
Ｔｏｒｑｕｅｗａｖｅｆｏｒｍｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｐｅｒａｔｉｏｎａｌｍｏｄｅｓ
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５
实验验证
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为了验证电机设计的有效性，根据表２的设计
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参数加工了一台额定功率为２ｋＷ的原理样机，图１３为样机照片，图１４为ＦＳＰＭ．ＤＲ电机在转速为７５０ｒ／ｍｉｎ时内外电机三相反电动势波形的仿真及实
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测曲线。由图可以看出，仿真及实测反电动势波形均呈现很好的正弦性，实测内（外）空载反电动势Ｅｉ。（Ｅｍｎ）幅值分别为９１．５Ｖ和７８Ｖ，小于图１４ａ中仿真曲线相应值（９４Ｖ和８０Ｖ），大于实测幅值，这主要是由于采用有限元仿真时忽略了端部效应的影响以及加工、测量误差造成的。此外，对ＦＳＰＭ—ＤＲ样机进行了起动性能测试，图１５所示为内（外）电
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图１５
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内外电机起动转速与电流实测波形
Ｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｓｔａｒｔｉｎｇｓｐｅｅｄａｎｄｃｕｒｒｅｎｔｗａｖｅｆｏｒｍｓｏｆｂｏｔｈｍａｃｈｉｎｅｓ
８２
电工技术学报
２０１４年９月
６
结论
本文提出一种新型ＦＳＰＭ—ＤＲ电机，即将双转
子电机概念与永磁磁通切换电机结构相结合，可实现无级变速，并具有高转矩密度、低转矩脉动、高可靠性及低维护等特点，本文详细介绍了电机拓扑结构、工作原理，给出了该种电机的设计方法，包括基于功率方程的内外电机初始设计及基于转矩脉动最小的优化设计。采用有限元方法对电机电磁性能进行了分析。电机的转矩特性表明本电机可通过合理设计以满足混合动力系统功率需求。对样机的空载反电动势实验结果较好验证了有限元仿真结果，电机的低速空载起动曲线说明了系统响应速度较快。后续将对电机进行温度场分析、损耗及效率分析、不同工况的仿真及实验、能量策略及管理等工作。
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４７０８—４７１１
莫丽红
女，１９８０年生，博士研究生，研究方向为双转子电机及
其驱动技术。全
力
男，１９６３年生，教授，博士生导师，研究方向为电动汽
车驱动控制技术、新能源发电技术等。
［１４】Ｚｈｕ
作者简介
定子永磁式双转子电机设计与实验研究
作者：作者单位：
莫丽红， 全力， 朱孝勇， 陈云云， 邱海兵， Mo Lihong， Quan Li， Zhu Xiaoyong， Chen Yunyun， Qiu Haibing
莫丽红,Mo Lihong(江苏大学电气信息学院 镇江 212013 ;淮阴工学院电子与电气工程学院 淮安
223003) ， 全力,朱孝勇,陈云云,邱海兵,Quan Li,Zhu Xiaoyong,Chen Yunyun,Qiu Haibing(江苏大学电气信息学院 镇江 212013)
电工技术学报
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