朱姝姝 劉 闖 寧銀行 徐 瑜

（南京航空航天大學(xué)自動化學(xué)院 南京 210016）

1 引言

起動發(fā)電雙功能系統(tǒng)是當前電源系統(tǒng)的研究方向。傳統(tǒng)起動系統(tǒng)需要專門的起動機完成，在起動發(fā)電雙功能系統(tǒng)中，發(fā)電機在發(fā)電的同時兼做起動機，有效地減輕了重量[1]。當前所運用的多為電勵磁三級式無刷交流電機[2]。

該系統(tǒng)由永磁電機/電源、勵磁機以及主發(fā)電機組成。永磁電機/電源為勵磁機提供直流勵磁電流，勵磁機為旋轉(zhuǎn)電樞式發(fā)電機，其輸出通過旋轉(zhuǎn)整流器整流可為主發(fā)電機提供勵磁電流。主發(fā)電機為電勵磁同步電機。這種系統(tǒng)技術(shù)成熟、運用廣泛，但是作為起動機帶動發(fā)電機時，由于系統(tǒng)的轉(zhuǎn)軸靜止，主發(fā)電機無法得到勵磁。因此，需在勵磁機的定子上安裝三相繞組，用做起動勵磁，從而增大了系統(tǒng)的體積與重量[3]。本文擬采用混合勵磁電機取代電勵磁同步電機作為主發(fā)電機，設(shè)計新的無刷勵磁方案解決上述問題。

混合勵磁發(fā)電機最早前蘇聯(lián)學(xué)者提出[4]，這種電機有兩組勵磁磁路：永磁體以及勵磁繞組。在保持電勵磁發(fā)電機磁路可調(diào)的優(yōu)點的同時，融入了永磁電機功率密度高的特點[5,6]。另外將這種電機作為起動發(fā)電系統(tǒng)的主發(fā)電機，利用永磁體磁源，可以很好地解決起動勵磁難題?；旌蟿畲虐l(fā)電機得到了越來越多的研究，產(chǎn)生了許多新的拓撲結(jié)構(gòu)。在設(shè)計時，可將混合勵磁電機的勵磁繞組安放于定子上，方便地實現(xiàn)無刷化[7]。然而電勵磁磁路磁阻較大，磁通的利用率相對于轉(zhuǎn)子的方案低，因此本文著重研究勵磁磁源安放于轉(zhuǎn)子上的混合勵磁拓撲。

本文在文獻[8]的基礎(chǔ)上，研究了新型切向/徑向混合勵磁同步發(fā)電機（Tangential/Radial Hybrid Excitation Synchronous Generator，T/R-HESG）。針對混合勵磁磁路的特性，對主氣隙磁通的調(diào)節(jié)原理進行了分析，從理論上研究了永磁磁通與電勵磁磁通的關(guān)系，重點研究了T/R-HESG的空載特性。由于在無勵磁電流時，永磁磁通存在漏磁，因此可實現(xiàn)T/R-HESG的無刷化勵磁方案。同時，本文研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對電機性能的影響，為對該電機的優(yōu)化提供了依據(jù)。勵磁機的負載為主發(fā)電機的勵磁線圈，其輸出特性必須滿足主發(fā)電機的勵磁要求。本文設(shè)計了勵磁機，對無刷勵磁系統(tǒng)的工作特性進行重點分析，研究了換相重疊角對系統(tǒng)的影響，保證該系統(tǒng)的正確性。最后，分別對主發(fā)電機、勵磁機以及兩者所組成的無刷發(fā)電系統(tǒng)進行了實驗，測試了勵磁機的電流放大特性，無刷勵磁系統(tǒng)的空載特性、外特性以及短路特性證明了設(shè)計的正確性。

2 主發(fā)電機T/R-HESG

2.1 T/R-HESG的基本結(jié)構(gòu)與原理

T/R-HESG主要由定子，轉(zhuǎn)子，電樞繞組，勵磁繞組等部件組成。本文以一臺1.5kW、380V切向/徑向磁路并聯(lián)混合勵磁同步電機為對象進行了研究。其中轉(zhuǎn)子為2對極，定子為36槽，其剖面圖如圖1所示[8]。

圖1 T/R-HESG電機鐵心截面圖Fig.1 Profile of the T/R-HESG

電機中有兩個磁動勢源：永磁體磁動勢源和電勵磁磁動勢源。當勵磁繞組中無電流時，永磁磁通在轉(zhuǎn)子鐵心，形成磁短路環(huán)，基本不向氣隙提供主磁通，此時的氣隙磁場接近為零。當勵磁繞組通電時，轉(zhuǎn)子齒上的磁極交替變化，形成徑向磁場結(jié)構(gòu)，它所產(chǎn)生磁通的極性與該轉(zhuǎn)子齒兩側(cè)永磁體的極性相同，勵磁磁通可使電機永磁體磁通通過主磁路閉合。氣隙磁場主要是由永磁磁動勢提供的，用以提供主磁通的永磁磁動勢大小取決于勵磁磁動勢，電勵磁發(fā)揮了“以小控大”的作用。永磁體產(chǎn)生的切向磁場和勵磁電流產(chǎn)生的徑向磁場在磁路上呈并聯(lián)連接。調(diào)節(jié)勵磁磁動勢將直接引起主氣隙磁通Φδ的變化，實現(xiàn)了主氣隙磁通的完全調(diào)節(jié)與控制。

2.2 T/R-HESG的特性

為了驗證T/R-HESG的特殊性能，把T/R-HESG的永磁體去除并將轉(zhuǎn)子改回傳統(tǒng)同步電機轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的電勵磁同步發(fā)電機（Electrical Excitation Synchronous Generator，EESG），將其與T/R-HESG進行對比。在有限元仿真軟件中建立兩者的模型，進行空載特性的仿真工作。

仿真空載特性如圖2所示。其中IF為主發(fā)電機勵磁電流，Uo為主發(fā)電機的輸出線電壓有效值。當勵磁電流IF為零時，發(fā)電機的空載輸出電壓約為50V。該現(xiàn)象可以通過有限元仿真磁場分布圖得到解釋。磁場分布圖如圖3a所示。由于空氣磁阻遠大于轉(zhuǎn)子鐵心磁阻，永磁體產(chǎn)生的磁通沿著轉(zhuǎn)子鐵心形成閉合回路，從而在轉(zhuǎn)子上形成了一個較為飽和的磁場。此外，還有少量永磁體漏磁通會通過氣隙沿定子鐵心閉合。正由于漏磁通的存在，使得T/R-HESG在無勵磁電流時仍能提供一定的輸出電壓。這一特殊的性能為接下來設(shè)計新型無刷勵磁方案提供了必要的條件。

圖2 T/R-HESG與EESG空載仿真特性Fig.2 No-load characteristics of the T/R-HESG and EESG

隨著主發(fā)電機勵磁電流 IF的增大，在電勵磁磁通的作用下，永磁體磁通逐漸不再沿著轉(zhuǎn)子鐵心閉合，而是通過氣隙匝鏈電樞繞組，與電勵磁磁通在氣隙疊加，兩者磁路成并聯(lián)關(guān)系，其磁場分布如圖3b所示。由圖2可以看到，該電機的調(diào)壓范圍約為50～380V，具有調(diào)壓范圍寬的優(yōu)點。調(diào)節(jié)勵磁電流即可調(diào)整發(fā)電機的輸出電壓，具有和電勵磁電機同樣的調(diào)壓方便的優(yōu)點。

圖3 T/R-HESG電磁場分布Fig.3 Magnetic field distribution of the T/R-HESG

2.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對電機性能的影響

對發(fā)電機性能參數(shù)影響較大的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有：氣隙長度δ、磁鋼大小及其形狀、鐵心長度 lef等。T/R-HESG磁路結(jié)構(gòu)特殊，可以通過研究結(jié)構(gòu)變化對電機性能的影響，為電機的優(yōu)化設(shè)計提供依據(jù)和方法。本文以氣隙長度 0.3mm，磁鋼寬度6.3mm，鐵心長度 90mm的樣機為標準，分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對電機的影響。

首先改變氣隙長度δ，對一組不同氣隙長度δ=0.2mm、δ=0.3mm、δ=0.4mm，通入 2.25A勵磁電流分別進行了建模計算，計算結(jié)果并研究規(guī)律（見表1）。

表1 δ 對電機性能參數(shù)的影響Tab.1 The influence of δ on the performance

表1中E0為空載三相輸出相電壓有效值，Bδ為氣隙磁通密度平均值。

隨著氣隙長度的增加，空載感應(yīng)電動勢隨之減小。在相同勵磁電流下，氣隙δ 越小，氣隙磁通密度越大，但電機鐵心越飽和，空載感應(yīng)電動勢增加趨勢也逐漸減小。

接著改變電機的磁鋼寬度，對一組不同的磁鋼寬度lm=5.3mm，lm=6.3mm，lm=7.3mm分別進行了建模計算（見表2）。

表2 lm對電機性能參數(shù)的影響Tab.2 The influence of lm on the performance

隨著磁鋼寬度的增加，永磁磁動勢增加，氣隙的平均磁通密度增加，電機飽和程度也隨之加深。磁鋼寬度的增加有利于提高電機的輸出功率，但需避免過度的飽和以及成本的增加。

最后改變電機鐵心長度lef，對不同的鐵心長度lef=80mm，lef=90mm，lef=100mm 進行計算（見表 3）。

表3 鐵心長度lef對電機性能參數(shù)的影響Tab.3 The influence of lef on the performance

增加鐵心長度能使空載感應(yīng)電動勢增大，但是交、直軸電樞反應(yīng)電抗也會增加，同時電機體積也會增大。

3 無刷化發(fā)電系統(tǒng)的實現(xiàn)

3.1 無刷勵磁系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

T/R-HESG在無勵磁的情況下，會有一定的剩磁電壓產(chǎn)生。若能利用這部分電能通過電壓調(diào)節(jié)器為勵磁機的勵磁繞組供電，就可以省去副勵磁機（永磁發(fā)電機）或直流源，使系統(tǒng)實現(xiàn)完全自勵。為了進一步提高系統(tǒng)勵磁可靠性，避免當發(fā)電機短路等故障時，由于采集不到輸出電壓而導(dǎo)致的無法勵磁，可同時采樣T/R-HESG的輸出端電流，從而形成了一個無刷復(fù)勵方案如圖4所示。其中勵磁機為旋轉(zhuǎn)電樞式發(fā)電機，其輸出經(jīng)過旋轉(zhuǎn)整流器整流為直流電為主發(fā)電機勵磁。旋轉(zhuǎn)整流器可采用三相半波整流亦可采用三相全波整流[9]。在本文中采用三相全波不控整流。

圖4 兩級式無刷勵磁方案Fig.4 The scheme of two-stage brushless excitation

3.2 勵磁機的設(shè)計

勵磁主要功能在于為主發(fā)電機提供勵磁電流，是無刷化發(fā)電系統(tǒng)的關(guān)鍵部分。勵磁機與主發(fā)電機同軸連接，定子內(nèi)外徑以及轉(zhuǎn)子內(nèi)徑必須相同。

勵磁機的設(shè)計不同于普通的電勵磁同步電機。在設(shè)計勵磁機時除了考慮普通同步電機的設(shè)計要求外，還需滿足以下三點：

（1）勵磁機的額定工作點應(yīng)處于勵磁不飽和。

（2）要考慮到輸出電流的1.5～2倍的裕量。

（3）勵磁機勵磁電流 If和主發(fā)電機勵磁電流IF要有較好的線性關(guān)系。

文獻[10]對勵磁機的設(shè)計過程進行了詳細的介紹，本文不再贅述。本文中T/R-HESG所需的額定勵磁電流為 2.25A，對應(yīng)的勵磁電壓UF為2 3.175V，輸出勵磁相電壓Es為10.09V。設(shè)計參數(shù)見表4。

表4 勵磁機設(shè)計參數(shù)Tab.4 The parameters of exciter

對勵磁機進行初步設(shè)計并進行有限元仿真。觀察勵磁機氣隙磁通密度Bδ的大小，繪制與If的關(guān)系曲線如圖5所示。隨著If的增大，勵磁機的主磁路未達到飽和，兩者呈線性關(guān)系。當If達到1.4A時，鐵心進入臨界飽和狀態(tài)。If=1.4A時，勵磁機三相輸出電壓有效值E為21.37V，為勵磁機額定工作點輸出電壓值的兩倍。此時氣隙磁通密度約為 0.88T，處于飽和臨界點。由此，充分保證了If對IF的線性調(diào)節(jié)，從而初步滿足了對勵磁機磁路的設(shè)計要求。

圖5 勵磁機氣隙磁通密度曲線Fig.5 Curve of Bδ

勵磁機在額定轉(zhuǎn)速nN=1500r/min，If=1.4A時的三相空載輸出電動勢波形如圖6所示。勵磁機的空載輸出波形正弦度高，非常有利于減少勵磁損耗，提高整流后的輸出電流質(zhì)量。

圖6 勵磁機三相仿真空載輸出波形Fig.6 The no-load output voltage of exciter

以勵磁機有限元仿真模型為基礎(chǔ)，保持電機本體模型不變，將主發(fā)電機勵磁繞組作為負載，組成無刷勵磁系統(tǒng)。其中旋轉(zhuǎn)整流器為三相不控整流電路，負載為可等效為大電感的主發(fā)電機勵磁繞組。勵磁機 If=1.4A時，IF可達到額定勵磁電流的 1.66倍。此時勵磁機磁路處于未飽和狀態(tài)，因此在If處于 0～1.4A之間時，If與 IF保持線性關(guān)系。由于主發(fā)電機的勵磁繞組可以看成一個大電感，起到平波作用，因此可以為主發(fā)電機提供非常理想的直流電流勵磁。進一步分析可知：當IF=2.25A時，對應(yīng)的If為0.85A。因此If=0.85A，為勵磁機的額定勵磁電流。

4 旋轉(zhuǎn)整流器的工作情況

旋轉(zhuǎn)整流器拓撲為三相不控整流電路。由于勵磁機的負載為大電感，在換相時會產(chǎn)生換相重疊角[11]。需對其換相過程重點分析。

勵磁機的 If=1.4A時，旋轉(zhuǎn)整流器三相輸入電壓即勵磁機每相電樞端輸出電壓如圖7所示。此時通過與勵磁機空載時的電樞端電壓比較可以發(fā)現(xiàn)兩相之間有明顯的換相過程。由于勵磁機的負載為主發(fā)電機的勵磁繞組，相當于負載為大電感，其輸出電流為恒定值。由于勵磁機電樞亦為電感，起到了阻值電流變化的作用。以本文中的勵磁機為例，圖9中當勵磁機工作于機械角度300°時，B相電流ib無法瞬間降為零，C相電流ic無法突變至IF，存在換相過程。在換相期間，兩相電流同時導(dǎo)通，相當于兩相短路，直到 ib降到零，ic上升至 IF。另外帶旋轉(zhuǎn)整流器工作后勵磁機輸出端電壓波形頂部變平，且幅值較空載時也有一定程度的減小，由于勵磁機的輸出端接有感性負載，因此在電樞反應(yīng)會產(chǎn)生直軸去磁的電樞磁動勢，使主磁場減弱，從而使電機端電壓下降。

圖7 旋轉(zhuǎn)整流器輸入端三相仿真電壓波形Fig.7 The input three-phase voltage of rotating rectifier

旋轉(zhuǎn)整流器的換相重疊角γ的大小與轉(zhuǎn)速的變化密切相關(guān)，由表5可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的增加，γ的值不斷變大。這是由于隨著電機轉(zhuǎn)速的增大，主發(fā)電機勵磁繞組等效的電感電抗隨之增大而帶來的。每個二極管管所承受的最大管壓降也隨之增大。γ的變化將引起旋轉(zhuǎn)整流器整流模式的不同，可分為以下兩種模式。

表5 γ與n的關(guān)系Tab.5 The relationship between γ and n

（1）模式1：當γ＜60°時，旋轉(zhuǎn)整流器的整流過程可分為兩個過程，分別為換相過程以及整流過程。該模式出現(xiàn)于勵磁機負載電抗值較小的時刻。轉(zhuǎn)速與電抗成正比，因此此時的轉(zhuǎn)速較小。在換相過程中，有三個二極管導(dǎo)通；整流過程中，有兩個二極管導(dǎo)通。以VD1，VD5以及VD6三個二極管的工作情況為例，如圖8中所示。狀態(tài)1時，勵磁機輸出線電壓Vab的值在三相電壓中最大，VD1與VD5導(dǎo)通，屬于整流過程；狀態(tài)2時，Vac的值Vab，VD5開始關(guān)斷，VD6開始導(dǎo)通，進入換相過程。當 VD5完成關(guān)斷，VD6完全導(dǎo)通后，進入狀態(tài) 3，即整流模式。勵磁機三相繞組電流為

式中，θ為二極管電流波形的電角度；iVD為開始導(dǎo)通的二極管上流過的電流，iabcr為勵磁機三相電樞電流。

圖8 γ＜60°時的旋轉(zhuǎn)整流器二極管電流Fig.8 The current of rectifiers of rotating rectifier when γ＜60°

（2）模式 2：當 60°＜γ ＜90°時，旋轉(zhuǎn)整流器中總有三個二極管導(dǎo)通，如圖9所示。該模式出現(xiàn)于勵磁機負載電抗值較大的時刻。此時，旋轉(zhuǎn)整流器僅存在換相環(huán)節(jié)。勵磁機三相繞組電流為

圖9 60°＜γ＜90°時的旋轉(zhuǎn)整流器二極管電流Fig.9 The current of rectifiers of rotating rectifier when 60°＜γ ＜90°

5 實驗研究

為驗證電磁設(shè)計及仿真分析的正確性，設(shè)計了一臺1.5kW、380V的樣機進行相關(guān)特性試驗。該電機為上述設(shè)計的無刷勵磁發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，系統(tǒng)由主發(fā)電機（T/R-HESG）、勵磁機和旋轉(zhuǎn)整流器組成。

5.1 勵磁機試驗

勵磁機的輸出端，旋轉(zhuǎn)整流器以及主發(fā)電機的勵磁繞組處于轉(zhuǎn)子內(nèi)部，無法直接測試勵磁機的特性。為此，由電刷引出勵磁機輸出端電壓UF，對勵磁機勵磁工作時的輸出電流進行測試。圖10為不同勵磁電流下的整流后輸出電壓波形。其峰峰值除以主發(fā)電機的勵磁繞組阻抗值，就可以得到IF。

圖10 不同勵磁電流下的整流后輸出電壓波形Fig.10 The rectified output voltage of differents exciting currents

改變If可以得到電流的放大特性，如圖11所示。勵磁機在其電流線性放大區(qū)可以提供最大 3.75A的輸出電流，達到了 1.5倍以上的設(shè)計裕量，完全滿足主發(fā)電機IF=2.25A的勵磁條件。

圖11 勵磁機仿真電流放大特性Fig.11 The current amplifier characteristics of exciter

5.2 電機靜態(tài)特性試驗

首先進行空載條件下的實驗。將發(fā)電機拖至額定轉(zhuǎn)速1500r/min。由勵磁機勵磁端通入直流電，得到額定輸入電壓波形如圖12a所示。調(diào)節(jié)勵磁電流的大小，可得無刷發(fā)電系統(tǒng)的空載特性如圖12b所示。與仿真結(jié)果相比，在勵磁電流為零時實驗樣機的線電壓有效值約為75V，略高于仿真值。當電機鐵心趨近于飽和時，實驗樣機輸出線電壓有效值約為410V，高于設(shè)計值380V，符合設(shè)計要求。

圖12 空載試驗結(jié)果Fig.12 Results of no-load test

維持電機在額定轉(zhuǎn)速nN=1500r/min左右不變，調(diào)節(jié)勵磁機勵磁電流至額定值If=0.85A，改變負載，可以得到在不同阻性負載下的實拍三相輸出線電壓波形。發(fā)電機的電樞電感較大，對輸出電壓起到了濾波的效果，因此發(fā)電機的帶載波形正弦度高，線電壓平均THD含量僅為 2.785%。繼續(xù)保持電機轉(zhuǎn)速為額定值，改變If，將其按順序調(diào)節(jié)成0.8A，1A，2A，并在這三種勵磁條件下分別改變負載電流 IL的大小，得到相應(yīng)的輸出電壓Uo，從而得到一組不同勵磁條件下的外特性曲線如圖13b所示。從圖13可以看出，該電機外特性較硬，帶載性能良好。

圖13 帶載試驗結(jié)果Fig.13 Results of load test

將T/R-HESG的三相電樞繞組短接，進行短路特性實驗。將電機拖動至額定轉(zhuǎn)速，將If從零開始慢慢增大，以避免短路瞬間的沖擊電流給繞組造成的損壞。在額定轉(zhuǎn)速下運行，不斷調(diào)節(jié)勵磁電流If，從每相電流表中記錄對應(yīng)的短路電流 Ik，得到短路特性如圖14所示。與仿真結(jié)果相比，實驗結(jié)果曲線保持較高的線性度。

圖14 短路特性Fig.14 The short circuit characteristic

5.3 電機動態(tài)調(diào)壓性能測試

保持電機工作于額定轉(zhuǎn)速 1500r/min，發(fā)電機通過調(diào)壓器為勵磁機提供勵磁電流 If。在發(fā)電機輸出端接入三刀單擲開關(guān)接線端，開關(guān)的另外三路接線端與三相負載連接。帶載正常運行的情況下，開關(guān)處于關(guān)閉狀態(tài)，調(diào)壓器的給定輸出線電壓為380V。在某一時刻，斷開開關(guān) ，用示波器觀察發(fā)電機輸出線電壓的過渡過程，如圖15a所示；再合上開關(guān)，用示波器捕捉發(fā)電機線電壓的過渡過程如圖15b所示。分別進行多次加載、卸載實驗得到負載突變時的線電壓變化。從圖15中可以看到，系統(tǒng)的響應(yīng)時間維持在160～180ms之間，響應(yīng)速度較快；峰值變化區(qū)間保持在56～65V之間，超調(diào)量較小。

圖15 1500r/min時的動態(tài)單相電壓波形Fig.15 Dynamic single-phase voltage waveform of 1500r/min

6 結(jié)論

T/R-HESG具有調(diào)磁方便、功率密度高的特點。在無勵磁電流時由于存在永磁漏磁，發(fā)電機可感應(yīng)出一定的輸出電壓。通入勵磁電流后，氣隙磁通密度受電勵磁磁通的大小所影響，發(fā)電機調(diào)磁方便。同時也對發(fā)電機的結(jié)構(gòu)參數(shù)對電機性能的影響進行了優(yōu)化研究。在盡量加大發(fā)電機的輸出功率的同時，需考慮到氣隙磁通密度的飽和程度，成本以及加工難易程度等因素。本文研究了一種新型無刷勵磁發(fā)電系統(tǒng)。對無刷發(fā)電系統(tǒng)進行了設(shè)計與仿真，證明了系統(tǒng)設(shè)計的正確性。勵磁機在不同的轉(zhuǎn)速下，換相過程會發(fā)生變化，在不同的轉(zhuǎn)速下，由于勵磁機等效負載的阻抗發(fā)生變化，換相過程也隨之變化。最后，通過實驗，對勵磁機的電流放大特性，無刷發(fā)電系統(tǒng)的空載特性、外特性以及短路特性進行了測試證明了無刷勵磁設(shè)計的可行性。該方案相比于傳統(tǒng)的三級式電機，結(jié)構(gòu)簡單，實現(xiàn)完全自勵，極大地拓展了混合勵磁發(fā)電機的應(yīng)用領(lǐng)域。

[1]Elbuluk M E, Kankam M D.Potential starter generator technologies for future aerospace applications[J].IEEE Transactions on Magnetics, 1996, 11(10):17-24.

[2]胡春玉.電磁式無刷交流同步電機起動發(fā)電過程的仿真與實現(xiàn)[D].南京: 南京航空航天大學(xué),2005.

[3]Anghel C.A novel start system for an aircraft auxiliary power unit[C]. Energy conversion Engineering Conference and Exhibit,2000, 1: 7-11.

[4]Zhao Chaohui, Yan Yangguang.A review of development of hybrid excitation synchronous machine[C].Proceedings of the IEEE International Symposium of Industrial Electronics,2005,2:857-86 2.

[5]Sulaiman E, Kosaka T, Matsui N.High power density design of 6-slot-8-pole hybrid excitation flux switching machine for hybrid electric vehicles[J].IEEE Transactions on Magnetics,2011, 47(10): 4453-4456.

[6]Zhang Z, Yan Y, Yang S, et al.Principle of operation and feature investigation of a new topology of hybrid excitation synchronous machine[J].IEEE Transactions on Magnetics,2008, 44(9): 2174-2180.

[7]Patin N,Vido L, Monmasson E, et al.Control of a hybrid excitation synchronous generator for aircraft applications[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics,2008, 55(10): 3772-8 3.

[8]徐軼昊, 朱曉琴, 劉闖, 等.新型切向/徑向磁路并聯(lián)混合勵磁同步電機[J].中國電機工程學(xué)報,2010,30(36): 53-58.Xu Yihao, Zhu Xiaoqin, Liu Chuang, et al.A novel hybrid excitation synchronous machine with tangential/radial shunt-wound magnetic path[J].Proceedings of the CSEE,2010, 30(36): 53-58.

[9]劉迪吉.航空電機學(xué)[M].北京: 航空工業(yè)出版社,199 2.

[10]朱姝姝.離網(wǎng)型混合勵磁風(fēng)力發(fā)電機系統(tǒng)的研究[D].南京: 南京航空航天大學(xué),201 2.

[11]Aliprantis D C, Sudhoff S D, Kuhn B T.A brushless exciter model incorporating multiple rectifier modes and preisach’s hysteresis theory[J].IEEE Transactions on Energy Converter,2006, 12 (1): 136-147.