基于无差拍电流预测控制的永磁同步电机谐波电流抑制策略
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2022
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
Harmonic current suppression strategy for permanent magnet synchronous motor based on deadbeat current predictive control
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2022
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
永磁同步电机准谐振自抗扰电流谐波抑制
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2023
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
Harmonic suppression of quasi resonant self disturbance rejection current in permanent magnet synchronous motors
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2023
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
基于比例谐振控制器的高凸极率永磁同步电机电流谐波抑制策略研究
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2021
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
Research on current harmonic suppression strategy of high saliency permanent magnet synchronous motor based on proportional resonance controller
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2021
... 永磁电机因其高转矩密度、高功率密度和高效率的优势，在交通运输、航空航天和国防军工等高端领域得到了广泛应用[1 ⇓ -3 ] .随着应用领域的不断拓展，永磁电机性能指标要求越来越接近极限，导致转矩密度、功率密度和效率三者难以兼顾.因此，梳理高效率轻量化永磁电机及其控制技术的研究现状，并指出其潜在突破方法，具有重要意义. ...
开绕组磁场调制永磁直线电机的单位功率因数弱磁控制
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2021
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Unit power factor weakening control of open winding magnetic field modulation permanent magnet linear motor
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2021
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Experimental evaluation of a rare-earth-free PMASYNRM with ferrite magnets for automotive applications
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2014
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Field weakening operation of slotless permanent magnet machines using stator embedded inductor
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2021
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Rotor design optimization of a new flux-assisted consequent pole spoke-type permanent magnet torque motor for low-speed applications
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2018
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Effects of magnet shape on torque capability of surface-mounted permanent magnet machine for servo applications
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2020
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
Torque improvement of dual three-phase permanent-magnet machine with third-harmonic current injection
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2015
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
Torque production mechanism of switched reluctance machines with air-gap field modulation principle
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2020
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
... 近年来，随着磁场调制理论的发展，永磁电机已从依赖单工作波运行演变为多工作波协同出力.永磁电机的磁场调制原理如图2 所示，P a 、P r 、P 分别表示初始磁动势极对数、调制器数和调制后磁动势极对数[23 ] .可以看出，由于调制器的作用，电机气隙中将产生除基波以外的其他谐波.再通过电枢绕组设计，可以对多个磁场谐波进行利用，从而提升电机转矩性能.文献[10 ]推导了磁场调制电机转矩与气隙磁密之间的关系式，验证了转矩由多个磁场谐波共同产生.另外，其转矩密度比常规永磁同步电机高40%，揭示了多工作波对电机转矩性能提升的重要作用. ...
Torque component quantification and design guideline for dual permanent magnet Vernier machine
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2019
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
... 文献[26 ]基于磁场调制电机的多工作波效应对其调制器分布进行了研究，发现调制器结构对电机磁场具有重要影响，对其分布设计能产生更多的工作波数量，有效提升电机转矩密度.类似地，文献[11 ]提出了双边永磁磁场调制电机，如图5 所示.该电机在定转子上都放置了永磁体，提升电机磁负荷的同时，利用定转子凸极齿进行双边调制，增加了工作波个数，提升了电机转矩输出性能.但该方案使得电机设计和磁场分析更加复杂.另外，增加的永磁体用量也提高了电机成本. ...
贯流风机风道系统的抗风阻性能试验与分析
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2022
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
Test and analysis of wind resistance performance of cross flow fan duct system
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2022
... 提升功率密度是实现电机轻量化的重要途径[4 ] ，电机的功率密度与转矩密度正相关.永磁电机的转矩由永磁转矩和磁阻转矩两部分组成.在永磁转矩主导的电机中，可从永磁材料性能[5 ] 、永磁体利用率[6 ⇓ ⇓ -9 ] 、多工作波协同调制[10 -11 ] 等方面提高转矩密度.在磁阻转矩占主导的电机中，常从电负荷、dq 轴电感差异两方面提升电机转矩密度.为了提升永磁电机的效率，需要从损耗产生机理出发找到其有效抑制的方法.此外，高效率轻量化永磁电机的体积小、电磁负荷高.在运行过程中，有限的散热空间使得电机内部温度快速升高.过高的温度会造成永磁体不可逆退磁，更会造成绝缘老化，发生开路或短路故障，严重影响电机的可靠性[12 ] .因此精确进行热分析，合理设计电机内部热量分布，以及合适的冷却方案是保证电机长期可靠运行的必要条件. ...
基于改进自抗扰控制的共直流母线开绕组永磁同步电机转矩脉动抑制策略
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2023
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
Torque ripple suppression strategy for open winding permanent magnet synchronous motor with common DC bus based on improved self disturbance rejection control
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2023
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
电动汽车驱动电机冷却技术研究发展综述
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2023
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
Overview of research and development of cooling technology for electric vehicle drive motors
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2023
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
基于旋转综合矢量脉振高频电压注入的永磁磁通切换电机无位置传感器技术
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2022
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
Sensorless technology for permanent magnet flux switched motor based on high frequency voltage injection of rotational synthesis vector pulse
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2022
... 除了从电机本体设计上来实现高效率轻量化的目标外，永磁电机控制系统也在朝着高效率方向发展[13 ] .最大转矩电流比控制就是在输出转矩不变的情况下，通过利用磁阻转矩使得电流最小化，从而减小电机铜耗[14 -15 ] .此外，还可以采用最大效率电流比控制，从根本上保证电机运行在效率最优的工作点下.在控制系统中，除了定子铜耗，逆变器损耗占比较大，因此，降低逆变器损耗同样具有重要意义. ...
High power density PMSM with lightweight structure and high-performance soft magnetic alloy core
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2019
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
... 各电机效率和功率密度
电机类型 效率(%) 功率密度/(kW/kg) 文献/电机型号 表贴式 96 6 文献[16 ] >95 10.63 KDE 295-G3 内置式 >94 2.55 Camry 97 1.7 2017 Prise Halbach式 >96 8.16 Launchpoint 96 13 文献[17 ] 轮辐式 97 7 文献[18 ]
10.11985/2023.04.002.F0001 图1 谐波注削法 ![]()
除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
定子无铁心永磁电机技术研究现状与发展
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2018
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
... 各电机效率和功率密度
电机类型 效率(%) 功率密度/(kW/kg) 文献/电机型号 表贴式 96 6 文献[16 ] >95 10.63 KDE 295-G3 内置式 >94 2.55 Camry 97 1.7 2017 Prise Halbach式 >96 8.16 Launchpoint 96 13 文献[17 ] 轮辐式 97 7 文献[18 ]
10.11985/2023.04.002.F0001 图1 谐波注削法 ![]()
除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
Research status and development of stator coreless permanent magnet motor technology
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2018
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
... 各电机效率和功率密度
电机类型 效率(%) 功率密度/(kW/kg) 文献/电机型号 表贴式 96 6 文献[16 ] >95 10.63 KDE 295-G3 内置式 >94 2.55 Camry 97 1.7 2017 Prise Halbach式 >96 8.16 Launchpoint 96 13 文献[17 ] 轮辐式 97 7 文献[18 ]
10.11985/2023.04.002.F0001 图1 谐波注削法 ![]()
除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
高功率密度轴向磁通永磁电机交流铜耗分析
2
2022
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
... 各电机效率和功率密度
电机类型 效率(%) 功率密度/(kW/kg) 文献/电机型号 表贴式 96 6 文献[16 ] >95 10.63 KDE 295-G3 内置式 >94 2.55 Camry 97 1.7 2017 Prise Halbach式 >96 8.16 Launchpoint 96 13 文献[17 ] 轮辐式 97 7 文献[18 ]
10.11985/2023.04.002.F0001 图1 谐波注削法 ![]()
除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
AC copper loss analysis of high power density axial flux permanent magnet motor
2
2022
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
... 各电机效率和功率密度
电机类型 效率(%) 功率密度/(kW/kg) 文献/电机型号 表贴式 96 6 文献[16 ] >95 10.63 KDE 295-G3 内置式 >94 2.55 Camry 97 1.7 2017 Prise Halbach式 >96 8.16 Launchpoint 96 13 文献[17 ] 轮辐式 97 7 文献[18 ]
10.11985/2023.04.002.F0001 图1 谐波注削法 ![]()
除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
飞行器用永磁电机系统的功率密度与需求展望
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2022
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
Power density and demand outlook of permanent magnet motor system for aircraft
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2022
... 永磁电机结构简单，但其永磁体安装方式多变，恰当的永磁体排布可提升电机的磁负荷.在永磁电机中，常用的永磁体安装方式有表贴式、Halbach式、内置式和轮辐式[16 ⇓ -18 ] .在这四种结构中，Halbach式漏磁小，轮辐式有聚磁效应，两者能更高效利用永磁磁场.根据转子结构不同，表2 列出了四种电机类型中所达到的功率密度水平及其效率水平.从表2 可以看出，表贴式电机和Halbach式电机的功率密度和效率优于另外两类电机，因其结构简单，可应用于船舶、多电飞机等领域.而内置式永磁电机因其具有弱磁调速能力较好的优势，更多应用于电动汽车等领域[19 ] .除了永磁体排布，文献[8 ]提出通过增加气隙谐波利用率来提升电机基波磁密的谐波注削法.该方法的实现原理如图1 所示，曲线l 1 表示气隙磁密正弦基波，l 4 表示谐波注削后的气隙磁密，l 2 和l 3 则分别表示谐波注削后的气隙磁密的基波和三次谐波.可以看出，l 4 是由l 2 和l 3 叠加而成.同时，l 4 和l 1 所形成的气隙一样.因此，在注入谐波后，电机的基波磁场得到增强，进而得到更高的转矩密度和功率密度. ...
High torque density and low torque ripple shaped-magnet machines using sinusoidal plus third harmonic shaped magnets
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2019
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
三次谐波注入式五相永磁同步电机转矩密度优化
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2010
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
Torque density optimization of three harmonic injection five-phase permanent magnet synchronous motor
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2010
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
永磁电机及其驱动系统容错技术综述
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2022
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
Overview of fault-tolerant technologies of permanent magnet brushless machine and its control system
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2022
... 除了高效利用基波磁密和基波反电势，文献[9 ]通过改善双三相永磁体形状，增大反电势中三次谐波成分，利用产生的三次反电动势以及注入的三次谐波电流有效地提高输出转矩.基于此原理，文献[20 ]提出一个正弦型外加三次谐波组合而成的反电势，背靠背放在一起形成蝴蝶型的永磁体形状，以消除不平衡的轴向力.将所提出的蝴蝶型永磁体形状的永磁电机和常规永磁体形状的永磁电机比较，发现所提电机具有更大的输出转矩和更低的转矩脉动特性.文献[21 ]通过在五相永磁电机中注入三次谐波，将转矩密度提高约20%.因此，为了增加可利用的低次谐波，可采用更高自由度的多相电机设计方案[22 ] .当然，谐波注入对气隙磁密具有正向作用，而对定子轭部有负向作用，这会增大电机损耗.因此，在利用谐波提升电机磁负荷的过程中需要综合考虑谐波带来的负面效应. ...
General airgap field modulation theory for electrical machines
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2017
... 近年来，随着磁场调制理论的发展，永磁电机已从依赖单工作波运行演变为多工作波协同出力.永磁电机的磁场调制原理如图2 所示，P a 、P r 、P 分别表示初始磁动势极对数、调制器数和调制后磁动势极对数[23 ] .可以看出，由于调制器的作用，电机气隙中将产生除基波以外的其他谐波.再通过电枢绕组设计，可以对多个磁场谐波进行利用，从而提升电机转矩性能.文献[10 ]推导了磁场调制电机转矩与气隙磁密之间的关系式，验证了转矩由多个磁场谐波共同产生.另外，其转矩密度比常规永磁同步电机高40%，揭示了多工作波对电机转矩性能提升的重要作用. ...
Investigation of permanent magnet Vernier machines from armature field perspective
1
2022
... 现阶段提升多工作波电机转矩密度的方法主要包括提升工作谐波幅值和增加工作波个数两方面.文献[24 ]提出了Halbach永磁体阵列的磁场调制永磁电机，如图3 所示.该电机利用连续极Halbach永磁体阵列的聚磁效应，实现工作谐波幅值的提升，达到增强电机转矩密度的效果.同样地，文献[25 ]提出了一种如图4 所示的组合型磁通切换电机，该电机永磁体由一块辐向永磁体和两块辅助永磁体组成，该结构与Halbach永磁体阵列相似，同样具有聚磁效应，能产生更高的磁场强度，从而提供更高的转矩密度. ...
Comparative study of modular-stator and conventional outer-rotor flux-switching permanent-magnet motors
1
2019
... 现阶段提升多工作波电机转矩密度的方法主要包括提升工作谐波幅值和增加工作波个数两方面.文献[24 ]提出了Halbach永磁体阵列的磁场调制永磁电机，如图3 所示.该电机利用连续极Halbach永磁体阵列的聚磁效应，实现工作谐波幅值的提升，达到增强电机转矩密度的效果.同样地，文献[25 ]提出了一种如图4 所示的组合型磁通切换电机，该电机永磁体由一块辐向永磁体和两块辅助永磁体组成，该结构与Halbach永磁体阵列相似，同样具有聚磁效应，能产生更高的磁场强度，从而提供更高的转矩密度. ...
Distribution design of modulator for split-pole flux-modulation permanent-magnet machine
1
2021
... 文献[26 ]基于磁场调制电机的多工作波效应对其调制器分布进行了研究，发现调制器结构对电机磁场具有重要影响，对其分布设计能产生更多的工作波数量，有效提升电机转矩密度.类似地，文献[11 ]提出了双边永磁磁场调制电机，如图5 所示.该电机在定转子上都放置了永磁体，提升电机磁负荷的同时，利用定转子凸极齿进行双边调制，增加了工作波个数，提升了电机转矩输出性能.但该方案使得电机设计和磁场分析更加复杂.另外，增加的永磁体用量也提高了电机成本. ...
Torque performance enhancement of flux-switching permanent magnet machines with dual sets of magnet arrangements
1
2021
... 永磁电机的转矩由电枢磁场和永磁磁场相互作用产生.因此，提升电机的电负荷也是有效提升电机功率密度的有效途径.增强电机导线的载流能力，是提升电负荷最直接的方式.橡树岭公司通过在铜材料上附着一种类似于石墨烯的碳纳米管材料，开发了一种“超级铜线”[27 -28 ] .该铜线的导电率10倍于铜，电流容量100倍于铜，热传导效率10倍于铜，强度是铜的300倍，而重量仅为铜的1/4~1/6.除了铜导线，超导绕组也广受关注，其临界电流可达130~170 A.以超导绕组为电枢的永磁超导电机，其功率密度得到了极大的提升[29 ] . ...
Exponential matrix-rational approximation (EM-RA) model for SWCNT bundle and hybrid Cu-CNT interconnects
1
2021
... 永磁电机的转矩由电枢磁场和永磁磁场相互作用产生.因此，提升电机的电负荷也是有效提升电机功率密度的有效途径.增强电机导线的载流能力，是提升电负荷最直接的方式.橡树岭公司通过在铜材料上附着一种类似于石墨烯的碳纳米管材料，开发了一种“超级铜线”[27 -28 ] .该铜线的导电率10倍于铜，电流容量100倍于铜，热传导效率10倍于铜，强度是铜的300倍，而重量仅为铜的1/4~1/6.除了铜导线，超导绕组也广受关注，其临界电流可达130~170 A.以超导绕组为电枢的永磁超导电机，其功率密度得到了极大的提升[29 ] . ...
and experimental test of a segmented-rotor high-temperature superconducting flux-switching generator with stationary seal
1
2018
... 永磁电机的转矩由电枢磁场和永磁磁场相互作用产生.因此，提升电机的电负荷也是有效提升电机功率密度的有效途径.增强电机导线的载流能力，是提升电负荷最直接的方式.橡树岭公司通过在铜材料上附着一种类似于石墨烯的碳纳米管材料，开发了一种“超级铜线”[27 -28 ] .该铜线的导电率10倍于铜，电流容量100倍于铜，热传导效率10倍于铜，强度是铜的300倍，而重量仅为铜的1/4~1/6.除了铜导线，超导绕组也广受关注，其临界电流可达130~170 A.以超导绕组为电枢的永磁超导电机，其功率密度得到了极大的提升[29 ] . ...
Experimental investigation on oil spray cooling with hairpin windings
1
2019
... 除了导电材料性能方面的提升，高槽满率的绕组结构也是研究者们追求的目标.整数槽永磁电机常采用圆形导线，电机槽满率较低.为了提升整数槽电机的槽满率，提出了如图6 所示的Hair-Pin式的扁线绕组[30 ] .采用Hair-Pin绕组后电机的槽满率能提升至0.7左右.此外，分数槽永磁电机的定子可做成分裂的模块化结构，先绕制好绕组再拼装，可将槽满率提升至0.9以上.因此，相较于整数槽分布绕组，集中绕组的槽满率可得到显著提升. ...
Investigation of effects of asymmetries on the performance of permanent magnet synchronous machines
1
2017
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
High-fidelity computationally efficient transient model of interior permanent-magnet machine with stator turn fault
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2015
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
Performance of PMASynRM with ferrite magnets for EV/HEV applications considering productivity
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2013
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
Comparison of fault characteristics according to winding configurations for dual three-phase synchronous reluctance motor
1
2021
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
Optimal design of a novel V-type interior permanent magnet motor with assisted barriers for the improvement of torque characteristics
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2014
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
Principle of torque-angle approaching in a hybrid rotor permanent-magnet motor
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2018
... 式中，m 为电机相数；p 为极对数；λ pm 为永磁磁链；L d 、L q 分别为dq 轴的电感；i d 、i q 分别为dq 轴电流.式(1)前半部分为与磁负荷、电负荷成正比的永磁转矩，后半部分为与电流的平方成正比的磁阻转矩.因此，高电负荷的永磁电机更利于从磁阻转矩方面提升电机的转矩密度.美国俄亥俄州立大学的PIÑA等[31 ] 通过分析同步磁阻永磁电机的dq 轴磁路，提出了增加电机磁阻转矩的断裂式转子结构，但其加工较为困难.为解决加工可行性的问题，SEN等[32 ] 和OBATA等[33 ] 设计了多层圆弧状的铁氧体励磁同步磁阻电机.在此基础上，PARK等[34 ] 建立了多层空气槽结构尺寸的优化选取原则.虽然同步磁阻永磁电机在增加磁阻转矩方面具有突出的优势，但其矩角特性如图7 所示.其永磁转矩的最大值在矩角0°处，而磁阻转矩的最大值在矩角45°处，无法实现磁阻转矩和永磁转矩的最大化利用.为此，ZHAO等[35 ] 提出了一种内置式永磁电机，通过在没有永磁体的转子上开空气槽，调节永磁转矩和磁阻转矩最大值的矩角，来实现永磁转矩和磁阻转矩最大值处的电流角相同.然而，由于空气磁障占用了一半圆周，电机的永磁体用量少，电机的转矩密度明显偏低.同时，磁障张角的选择由有限元仿真得到，两个转矩的逼近机理尚不清晰.为此，文献[36 ]提出一种如图8 所示的表贴式和内置式永磁转子结合的混合转子永磁电机.该电机一方面提升了电机转矩密度，另一方面，通过构建永磁转矩最大值及磁阻转矩最大值的移动角与永磁体和磁障张角的分析模型，揭示了永磁转矩和磁阻转矩的矩角逼近机理. ...
High-speed electrical machines:Technologies,trends,and developments
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2014
... 除了增加电磁负荷外，增加电机的转子速度，形成高速永磁电机，也是提升转矩密度的有效途径.高速电机一般指转子速度大于10 kr/min的电机[37 ] .高速永磁电机根据转子类型可分为内置式高速永磁电机和表贴式高速永磁电机，内置式高速永磁电机的整体效率要优于表贴式高速永磁电机，而且内置式高速永磁电机使用的永磁体数量更少[38 ] .内置式转子结构主要有“一”形、“V”形、“U”形三种结构.转子结构如图9 所示.其中，“一”形转子结构能够承受较大的旋转应力，“U”形转子结构的容错性能较好，“V”形转子结构对永磁体的利用率较高，转矩密度较大.此外，可以将永磁体形状进行组合，形成多层永磁体结构，进一步提升电机转矩密度.由于转子高速旋转，表贴式高速永磁电机需要合金护套或者复合材料保护永磁体，防止永磁体脱落，而内置式高速永磁电机通常由转子铁心保护永磁体. ...
A novel rotor configuration and experimental verification of interior PM synchronous motor for high-speed applications
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2012
... 除了增加电磁负荷外，增加电机的转子速度，形成高速永磁电机，也是提升转矩密度的有效途径.高速电机一般指转子速度大于10 kr/min的电机[37 ] .高速永磁电机根据转子类型可分为内置式高速永磁电机和表贴式高速永磁电机，内置式高速永磁电机的整体效率要优于表贴式高速永磁电机，而且内置式高速永磁电机使用的永磁体数量更少[38 ] .内置式转子结构主要有“一”形、“V”形、“U”形三种结构.转子结构如图9 所示.其中，“一”形转子结构能够承受较大的旋转应力，“U”形转子结构的容错性能较好，“V”形转子结构对永磁体的利用率较高，转矩密度较大.此外，可以将永磁体形状进行组合，形成多层永磁体结构，进一步提升电机转矩密度.由于转子高速旋转，表贴式高速永磁电机需要合金护套或者复合材料保护永磁体，防止永磁体脱落，而内置式高速永磁电机通常由转子铁心保护永磁体. ...
Design of high-speed direct-connected permanent-magnet motors and generators for the petrochemical industry
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2009
... 目前，高速永磁电机的最大功率已达8 MW，转速15 000 r/min，采用表贴式永磁转子和碳纤维保护套捆扎[39 ] .最高转速的永磁电机为500 000 r/min，功率为1 kW，转子表面线速度为261 m/s，采用合金保护套[40 ] .表3 给出了目前高速永磁电机的现状，可以看出，最高功率密度可达到34.1 kW/L. ...
高速电机发展与设计综述
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2016
... 目前，高速永磁电机的最大功率已达8 MW，转速15 000 r/min，采用表贴式永磁转子和碳纤维保护套捆扎[39 ] .最高转速的永磁电机为500 000 r/min，功率为1 kW，转子表面线速度为261 m/s，采用合金保护套[40 ] .表3 给出了目前高速永磁电机的现状，可以看出，最高功率密度可达到34.1 kW/L. ...
Review on development and design of high speed machines
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2016
... 目前，高速永磁电机的最大功率已达8 MW，转速15 000 r/min，采用表贴式永磁转子和碳纤维保护套捆扎[39 ] .最高转速的永磁电机为500 000 r/min，功率为1 kW，转子表面线速度为261 m/s，采用合金保护套[40 ] .表3 给出了目前高速永磁电机的现状，可以看出，最高功率密度可达到34.1 kW/L. ...
Comparative study of surface-mounted and interior permanent-magnet motors for high-speed applications
1
2016
... 高速永磁电机的发展
功率/kW 转速/(r/min) 功率密度/(kW/L) 文献 150 24 000 14.097 [41 ] 120 70 000 34.104 [42 ] 117 60 000 29.723 [43 ] 7.5 15 000 6.06 [44 ] 3.5 87 500 27.516 [45 ]
3 永磁电机高效率设计方法 电机的效率与铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗以及风磨损耗等密切相关.在非高速电机中，电机的风磨损耗较小可以忽略.当电机为高速电机时，可采用减小转子表面粗糙度的方法降低电机内的风磨损耗.此外，减小铜耗通常会造成成本的增加或性能的改变，通常不作为优先考虑的目标.因此，在电机设计过程中，一般采取降低电机内铁耗和永磁体涡流损耗的方法来提高电机的效率. ...
Losses in high speed permanent magnet machines used in microturbine applications
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2009
... 高速永磁电机的发展
功率/kW 转速/(r/min) 功率密度/(kW/L) 文献 150 24 000 14.097 [41 ] 120 70 000 34.104 [42 ] 117 60 000 29.723 [43 ] 7.5 15 000 6.06 [44 ] 3.5 87 500 27.516 [45 ]
3 永磁电机高效率设计方法 电机的效率与铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗以及风磨损耗等密切相关.在非高速电机中，电机的风磨损耗较小可以忽略.当电机为高速电机时，可采用减小转子表面粗糙度的方法降低电机内的风磨损耗.此外，减小铜耗通常会造成成本的增加或性能的改变，通常不作为优先考虑的目标.因此，在电机设计过程中，一般采取降低电机内铁耗和永磁体涡流损耗的方法来提高电机的效率. ...
Influence of rotor-sleeve electromagnetic characteristics on high-speed permanent-magnet generator
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2014
... 高速永磁电机的发展
功率/kW 转速/(r/min) 功率密度/(kW/L) 文献 150 24 000 14.097 [41 ] 120 70 000 34.104 [42 ] 117 60 000 29.723 [43 ] 7.5 15 000 6.06 [44 ] 3.5 87 500 27.516 [45 ]
3 永磁电机高效率设计方法 电机的效率与铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗以及风磨损耗等密切相关.在非高速电机中，电机的风磨损耗较小可以忽略.当电机为高速电机时，可采用减小转子表面粗糙度的方法降低电机内的风磨损耗.此外，减小铜耗通常会造成成本的增加或性能的改变，通常不作为优先考虑的目标.因此，在电机设计过程中，一般采取降低电机内铁耗和永磁体涡流损耗的方法来提高电机的效率. ...
Loss and thermal analysis of a high-speed surface-mounted PMSM with amorphous metal stator core and titanium alloy rotor sleeve
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2019
... 高速永磁电机的发展
功率/kW 转速/(r/min) 功率密度/(kW/L) 文献 150 24 000 14.097 [41 ] 120 70 000 34.104 [42 ] 117 60 000 29.723 [43 ] 7.5 15 000 6.06 [44 ] 3.5 87 500 27.516 [45 ]
3 永磁电机高效率设计方法 电机的效率与铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗以及风磨损耗等密切相关.在非高速电机中，电机的风磨损耗较小可以忽略.当电机为高速电机时，可采用减小转子表面粗糙度的方法降低电机内的风磨损耗.此外，减小铜耗通常会造成成本的增加或性能的改变，通常不作为优先考虑的目标.因此，在电机设计过程中，一般采取降低电机内铁耗和永磁体涡流损耗的方法来提高电机的效率. ...
Design of an ultra-high-speed permanent-magnet motor for an electric turbocharger considering speed response characteristics
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2017
... 高速永磁电机的发展
功率/kW 转速/(r/min) 功率密度/(kW/L) 文献 150 24 000 14.097 [41 ] 120 70 000 34.104 [42 ] 117 60 000 29.723 [43 ] 7.5 15 000 6.06 [44 ] 3.5 87 500 27.516 [45 ]
3 永磁电机高效率设计方法 电机的效率与铜耗、铁耗、永磁体涡流损耗以及风磨损耗等密切相关.在非高速电机中，电机的风磨损耗较小可以忽略.当电机为高速电机时，可采用减小转子表面粗糙度的方法降低电机内的风磨损耗.此外，减小铜耗通常会造成成本的增加或性能的改变，通常不作为优先考虑的目标.因此，在电机设计过程中，一般采取降低电机内铁耗和永磁体涡流损耗的方法来提高电机的效率. ...
A comprehensive review of axial-flux permanent-magnet machines
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2014
... 当电机在高速下运行时，电流变化率很大，由此产生的趋肤效应和临近效应对铜耗的影响也较大.对于交流铜耗来说，现有的经验公式误差较大，不能准确计算.要想得出准确的交流铜耗，需要借助有限元仿真软件计算[46 ] .降低铜耗的方法通常有降低端部绕组长度、采用预制绕组、采用扁铜线或采用新型的绕组材料.由于铜耗的抑制往往会对电机成本造成较大波动，因此其不是主流的损耗抑制方法. ...
Test results and torque improvement of the 50-kW switched reluctance motor designed for hybrid electric vehicles
1
2012
... 式中，K h 、K c 和K e 分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数以及附加损耗系数；f 为电流频率；B m 为磁密幅值.电机在运行过程中，铁心处的磁密波形并不是正弦波.对磁密波形进行傅里叶分解可以得到一系列不同幅值、频率的正弦波.将各阶次的谐波分别代入式(3)计算，利用叠加原理计算得出精确的铁心损耗.同时，从式(3)可以看出，降低铁耗的方法包括降低损耗系数和降低气隙谐波，而降低电机的叠厚可直接降低损耗系数.因此，文献[47 ]通过引入叠厚只有0.1 mm的硅钢片来降低电机的铁耗，效果显著.但是，该类硅钢片的生产成本远高于普通硅钢片.此外，非晶合金材料虽可用于降低电机高速区的铁耗[48 ] ，但其导磁性能略低于传统硅钢片，其在低速区效果甚至略逊于传统硅钢片.另一方面，气隙谐波的降低不仅利于降低铁耗，还能降低永磁体涡流损耗[49 ] .永磁体涡流可由式(4)表示 ...
High torque density fractional-slot concentrated-winding axial-flux permanent-magnet machine with modular SMC stator
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2020
... 式中，K h 、K c 和K e 分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数以及附加损耗系数；f 为电流频率；B m 为磁密幅值.电机在运行过程中，铁心处的磁密波形并不是正弦波.对磁密波形进行傅里叶分解可以得到一系列不同幅值、频率的正弦波.将各阶次的谐波分别代入式(3)计算，利用叠加原理计算得出精确的铁心损耗.同时，从式(3)可以看出，降低铁耗的方法包括降低损耗系数和降低气隙谐波，而降低电机的叠厚可直接降低损耗系数.因此，文献[47 ]通过引入叠厚只有0.1 mm的硅钢片来降低电机的铁耗，效果显著.但是，该类硅钢片的生产成本远高于普通硅钢片.此外，非晶合金材料虽可用于降低电机高速区的铁耗[48 ] ，但其导磁性能略低于传统硅钢片，其在低速区效果甚至略逊于传统硅钢片.另一方面，气隙谐波的降低不仅利于降低铁耗，还能降低永磁体涡流损耗[49 ] .永磁体涡流可由式(4)表示 ...
电动汽车高性能永磁电机转矩脉动与电磁振动抑制方法研究
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2021
... 式中，K h 、K c 和K e 分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数以及附加损耗系数；f 为电流频率；B m 为磁密幅值.电机在运行过程中，铁心处的磁密波形并不是正弦波.对磁密波形进行傅里叶分解可以得到一系列不同幅值、频率的正弦波.将各阶次的谐波分别代入式(3)计算，利用叠加原理计算得出精确的铁心损耗.同时，从式(3)可以看出，降低铁耗的方法包括降低损耗系数和降低气隙谐波，而降低电机的叠厚可直接降低损耗系数.因此，文献[47 ]通过引入叠厚只有0.1 mm的硅钢片来降低电机的铁耗，效果显著.但是，该类硅钢片的生产成本远高于普通硅钢片.此外，非晶合金材料虽可用于降低电机高速区的铁耗[48 ] ，但其导磁性能略低于传统硅钢片，其在低速区效果甚至略逊于传统硅钢片.另一方面，气隙谐波的降低不仅利于降低铁耗，还能降低永磁体涡流损耗[49 ] .永磁体涡流可由式(4)表示 ...
Research on different design approaches to mitigate torque ripple and electromagnetic vibration for high-performance electric vehicle traction machine
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2021
... 式中，K h 、K c 和K e 分别为磁滞损耗系数、涡流损耗系数以及附加损耗系数；f 为电流频率；B m 为磁密幅值.电机在运行过程中，铁心处的磁密波形并不是正弦波.对磁密波形进行傅里叶分解可以得到一系列不同幅值、频率的正弦波.将各阶次的谐波分别代入式(3)计算，利用叠加原理计算得出精确的铁心损耗.同时，从式(3)可以看出，降低铁耗的方法包括降低损耗系数和降低气隙谐波，而降低电机的叠厚可直接降低损耗系数.因此，文献[47 ]通过引入叠厚只有0.1 mm的硅钢片来降低电机的铁耗，效果显著.但是，该类硅钢片的生产成本远高于普通硅钢片.此外，非晶合金材料虽可用于降低电机高速区的铁耗[48 ] ，但其导磁性能略低于传统硅钢片，其在低速区效果甚至略逊于传统硅钢片.另一方面，气隙谐波的降低不仅利于降低铁耗，还能降低永磁体涡流损耗[49 ] .永磁体涡流可由式(4)表示 ...
设计参数对磁障耦合式初级永磁直线电动机性能的影响
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2020
... 在降低气隙谐波方面，可从绕组的排布、定转子磁障设计[50 ] 等方面来实现. ...
Influence of design parameters on performance of magnetic barrier coupling primary permanent magnet linear motor
1
2020
... 在降低气隙谐波方面，可从绕组的排布、定转子磁障设计[50 ] 等方面来实现. ...
一种分数槽永磁同步电机的转矩计算方法
2
2021
... 改变绕组结构的低谐波设计技术包括：槽数倍增、多层绕组结构、不均等匝数绕组结构、多相绕组相移以及Y-Δ混合连接绕组结构[51 ] .槽数倍增通过偶数倍的倍增定子槽数来增加节距，进而使节距因数谐波阶次按此比例放大，以实现低次谐波设计.但是，槽数偶数倍的倍增后，电机已不再属于集中绕组结构，将失去分数槽集中绕组永磁电机绕组端部短和相间独立性高的优点.多层绕组结构使得串联在一起组成一个线圈组的线圈数和线圈排布方式发生变化，进而减小某些特定阶次谐波的定子磁动势谐波.然而，不同相线圈组频繁地嵌放于同一槽内，极大地增加了电机相间故障的风险. ...
... 不均等匝数绕组结构能够在不牺牲分数槽集中绕组结构高相间独立性优点的基础上，有效抑制定子磁动势谐波[51 ] ，结构如图10 所示.该结构的显著特点是每个线圈出线端均分置电机端部两侧，相邻两槽内嵌放的导体数不同且匝数差(n 2 -n 1 )恒为1.当匝数比n 1 /n 2 =0.87时，定子磁动势谐波抑制效果最佳.然而，该低谐波设计技术对绕组匝数的选取要求很高，而且绕组出线端分置电机端部两侧，绕组结构与其端部接线复杂程度均有所增加. ...
Torque calculation method of fractional slot permanent magnet synchronous motor
2
2021
... 改变绕组结构的低谐波设计技术包括：槽数倍增、多层绕组结构、不均等匝数绕组结构、多相绕组相移以及Y-Δ混合连接绕组结构[51 ] .槽数倍增通过偶数倍的倍增定子槽数来增加节距，进而使节距因数谐波阶次按此比例放大，以实现低次谐波设计.但是，槽数偶数倍的倍增后，电机已不再属于集中绕组结构，将失去分数槽集中绕组永磁电机绕组端部短和相间独立性高的优点.多层绕组结构使得串联在一起组成一个线圈组的线圈数和线圈排布方式发生变化，进而减小某些特定阶次谐波的定子磁动势谐波.然而，不同相线圈组频繁地嵌放于同一槽内，极大地增加了电机相间故障的风险. ...
... 不均等匝数绕组结构能够在不牺牲分数槽集中绕组结构高相间独立性优点的基础上，有效抑制定子磁动势谐波[51 ] ，结构如图10 所示.该结构的显著特点是每个线圈出线端均分置电机端部两侧，相邻两槽内嵌放的导体数不同且匝数差(n 2 -n 1 )恒为1.当匝数比n 1 /n 2 =0.87时，定子磁动势谐波抑制效果最佳.然而，该低谐波设计技术对绕组匝数的选取要求很高，而且绕组出线端分置电机端部两侧，绕组结构与其端部接线复杂程度均有所增加. ...
Star and delta hybrid connection of a FSCW PM machine for low space harmonics
1
2018
... Y-Δ混合连接绕组结构是指同一相绕组不同线圈组内的连接方式，如图11 所示.通过优化Y形连接绕组和Δ形连接绕组匝数比值，能够有效抑制某些特定分量的定子磁动势谐波[52 ] .同时，由于Y-Δ混合连接绕组结构Y形连接的线圈组和Δ形连接的线圈组电流和匝数在时空上的特定关系，使得其所形成的磁动势等幅值同相位，此时两个线圈合成时不存在分布效应，工作次谐波的分布因数为1.与传统双层绕组相比，电机的基波绕组因数更高. ...
Reduction of low space harmonics for the fractional slot concentrated windings using a novel stator design
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2014
... 图12 为永磁电机定子磁障结构.定子磁障结构能够有效抑制低阶次电枢反应磁场谐波，而其工作次谐波和其他高阶次电枢反应磁场谐波几乎不受影响[53 ] .但是，定子磁障结构极大地增加了永磁磁场路径的磁阻，致使电机永磁磁场下降，严重影响转矩输出能力，功率密度难以提升.除此以外，定子磁障的引入使得定子轭部极易饱和，尤其是电负荷较大的永磁电机或是负载转矩较大的应用场合. ...
Efficiency improvement of switched flux PM memory machine over interior PM machine for EV/HEV applications
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2014
... 在永磁电机转子交、直轴适当位置设计磁障，能够限制低阶次电枢反应磁场谐波，进而抑制转子涡流损耗.其中，直轴磁障几乎不影响电机的永磁磁场，但却对转子力学强度与完整性提出了挑战.相反地，交轴磁障会对电机的永磁磁场产生很大的影响，而对转子力学强度的影响相对较小[54 ] .转子磁障结构的低谐波设计技术均需遵循一个特定原则，即在尽量不影响永磁磁场的前提下，最大限度地抑制电枢反应磁场谐波.为此，文献[55 ]提出一种转子磁障结构，如图13 所示.从图13c 和图13d 可以看出，增加转子磁障后，电机内的永磁磁密几乎不受到影响，但是电枢磁密的1次谐波受到极大抑制. ...
Design to reduce rotor losses in fault-tolerant permanent-magnet machines
1
2018
... 在永磁电机转子交、直轴适当位置设计磁障，能够限制低阶次电枢反应磁场谐波，进而抑制转子涡流损耗.其中，直轴磁障几乎不影响电机的永磁磁场，但却对转子力学强度与完整性提出了挑战.相反地，交轴磁障会对电机的永磁磁场产生很大的影响，而对转子力学强度的影响相对较小[54 ] .转子磁障结构的低谐波设计技术均需遵循一个特定原则，即在尽量不影响永磁磁场的前提下，最大限度地抑制电枢反应磁场谐波.为此，文献[55 ]提出一种转子磁障结构，如图13 所示.从图13c 和图13d 可以看出，增加转子磁障后，电机内的永磁磁密几乎不受到影响，但是电枢磁密的1次谐波受到极大抑制. ...
Development and design of a high performance traction machine for the FreedomCar 2020 traction machine targets
1
2016
... 前文主要研究了特定运行条件下永磁电机效率提升方法.然而，随着永磁电机调速需求越来越高，宽区间内的整体高效受到了关注.文献[56 ]给出了通用转矩、转速下各种电机的高效率区域在效率Map图中的位置，如图14 所示.可以看出，感应电机和开关磁阻电机的高效率区域位于高速区域[57 ] ，而永磁电机的高效率区位于中低速区域.这是因为，在高速弱磁区域，传统永磁电机需要注入负的d 轴电流，增大铜耗，降低了效率. ...
开关磁阻电动机小样本磁链特性精确建模方法
1
2021
... 前文主要研究了特定运行条件下永磁电机效率提升方法.然而，随着永磁电机调速需求越来越高，宽区间内的整体高效受到了关注.文献[56 ]给出了通用转矩、转速下各种电机的高效率区域在效率Map图中的位置，如图14 所示.可以看出，感应电机和开关磁阻电机的高效率区域位于高速区域[57 ] ，而永磁电机的高效率区位于中低速区域.这是因为，在高速弱磁区域，传统永磁电机需要注入负的d 轴电流，增大铜耗，降低了效率. ...
Accurate modeling method for switched reluctance motors with small sample flux-linkage characteristics
1
2021
... 前文主要研究了特定运行条件下永磁电机效率提升方法.然而，随着永磁电机调速需求越来越高，宽区间内的整体高效受到了关注.文献[56 ]给出了通用转矩、转速下各种电机的高效率区域在效率Map图中的位置，如图14 所示.可以看出，感应电机和开关磁阻电机的高效率区域位于高速区域[57 ] ，而永磁电机的高效率区位于中低速区域.这是因为，在高速弱磁区域，传统永磁电机需要注入负的d 轴电流，增大铜耗，降低了效率. ...
混合永磁记忆电机系统及其关键技术综述
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2018
... 文献[58 -59 ]提出采用铝镍钴的记忆永磁电机，通过磁场的增强和削弱可以将电机的高效区向不同方向移动，进而扩大了永磁电机的效率范围(图15 ).然而，该方法未阐明高效区随损耗分布变化的映射关系.文献[60 ]通过建立不同工况下损耗模型，重构了永磁电机效率函数，提出了效率云图快速计算方法.在此基础上，文献[61 ]通过建立最高效率点与周围四点的功率、电磁转矩、损耗分析模型，探明铜耗对高效区在转速方向上的移动起主导作用.同时，铁耗是影响永磁电机高效区在转矩方向上移动的关键因素.因此，可通过调整永磁电机铜耗、铁耗比例，使永磁电机高效区移动至理想位置，为永磁电机的高效区设计提供了理论依据. ...
Overview of hybrid permanent magnet memory machine systems and their key technologies
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2018
... 文献[58 -59 ]提出采用铝镍钴的记忆永磁电机，通过磁场的增强和削弱可以将电机的高效区向不同方向移动，进而扩大了永磁电机的效率范围(图15 ).然而，该方法未阐明高效区随损耗分布变化的映射关系.文献[60 ]通过建立不同工况下损耗模型，重构了永磁电机效率函数，提出了效率云图快速计算方法.在此基础上，文献[61 ]通过建立最高效率点与周围四点的功率、电磁转矩、损耗分析模型，探明铜耗对高效区在转速方向上的移动起主导作用.同时，铁耗是影响永磁电机高效区在转矩方向上移动的关键因素.因此，可通过调整永磁电机铜耗、铁耗比例，使永磁电机高效区移动至理想位置，为永磁电机的高效区设计提供了理论依据. ...
Comparative study of hybrid PM memory machines having single- and dual-stator configurations
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2018
... 文献[58 -59 ]提出采用铝镍钴的记忆永磁电机，通过磁场的增强和削弱可以将电机的高效区向不同方向移动，进而扩大了永磁电机的效率范围(图15 ).然而，该方法未阐明高效区随损耗分布变化的映射关系.文献[60 ]通过建立不同工况下损耗模型，重构了永磁电机效率函数，提出了效率云图快速计算方法.在此基础上，文献[61 ]通过建立最高效率点与周围四点的功率、电磁转矩、损耗分析模型，探明铜耗对高效区在转速方向上的移动起主导作用.同时，铁耗是影响永磁电机高效区在转矩方向上移动的关键因素.因此，可通过调整永磁电机铜耗、铁耗比例，使永磁电机高效区移动至理想位置，为永磁电机的高效区设计提供了理论依据. ...
Quantitative analysis on maximum efficiency point and specific high-efficiency region of permanent-magnet machines
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2022
... 文献[58 -59 ]提出采用铝镍钴的记忆永磁电机，通过磁场的增强和削弱可以将电机的高效区向不同方向移动，进而扩大了永磁电机的效率范围(图15 ).然而，该方法未阐明高效区随损耗分布变化的映射关系.文献[60 ]通过建立不同工况下损耗模型，重构了永磁电机效率函数，提出了效率云图快速计算方法.在此基础上，文献[61 ]通过建立最高效率点与周围四点的功率、电磁转矩、损耗分析模型，探明铜耗对高效区在转速方向上的移动起主导作用.同时，铁耗是影响永磁电机高效区在转矩方向上移动的关键因素.因此，可通过调整永磁电机铜耗、铁耗比例，使永磁电机高效区移动至理想位置，为永磁电机的高效区设计提供了理论依据. ...
Regulation of high efficiency region in permanent magnet machines according to a given driving cycle
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2017
... 文献[58 -59 ]提出采用铝镍钴的记忆永磁电机，通过磁场的增强和削弱可以将电机的高效区向不同方向移动，进而扩大了永磁电机的效率范围(图15 ).然而，该方法未阐明高效区随损耗分布变化的映射关系.文献[60 ]通过建立不同工况下损耗模型，重构了永磁电机效率函数，提出了效率云图快速计算方法.在此基础上，文献[61 ]通过建立最高效率点与周围四点的功率、电磁转矩、损耗分析模型，探明铜耗对高效区在转速方向上的移动起主导作用.同时，铁耗是影响永磁电机高效区在转矩方向上移动的关键因素.因此，可通过调整永磁电机铜耗、铁耗比例，使永磁电机高效区移动至理想位置，为永磁电机的高效区设计提供了理论依据. ...
Thermal analysis of modular-spoke-type permanent-magnet machines based on thermal network and FEA method
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2019
... 目前常用的电机热分析方法有三种：集总参数热网络法(Lumped parameter thermal network, LPTN)、有限元法(Finite element analysis, FEA)和计算流体力学法(Computational fluid dynamics, CFD)[62 ] . ...
An accurate mesh-based equivalent circuit approach to thermal modeling
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2014
... LPTN法的经典模型如图16 所示.针对LPTN法不能计算温度分布的问题，文献[63 ]采用损耗不均匀分布法计算出绕组部分的温度分布，并通过试验验证了有效性.文献[64 ]引入了网格剖分的思路，在定子齿区域进行网格剖分，精确划分了热路径，从而解决了LPTN无法计算温度分布以及最高温度的问题.为了提高LPTN法的计算速度，文献[65 ]先用7节点网络计算温度，再针对热流路径用一个3节点的网络替代，实现了绕组温度的快速监测.文献[66 ]充分利用电机温度分布的对称性将三维LPTN模型进行了简化，在不降低精度的前提下大大提高了计算速度.文献[67 ]提出了一种损耗分离的方法，先将电机在不同工况下的损耗制成表格，根据电机的实际运行工况读取相应损耗，再利用LPTN法便可快速计算出电机各部位的实时温度. ...
A generalized mesh-based thermal network model for SPM machines combining coupled winding solution
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2021
... LPTN法的经典模型如图16 所示.针对LPTN法不能计算温度分布的问题，文献[63 ]采用损耗不均匀分布法计算出绕组部分的温度分布，并通过试验验证了有效性.文献[64 ]引入了网格剖分的思路，在定子齿区域进行网格剖分，精确划分了热路径，从而解决了LPTN无法计算温度分布以及最高温度的问题.为了提高LPTN法的计算速度，文献[65 ]先用7节点网络计算温度，再针对热流路径用一个3节点的网络替代，实现了绕组温度的快速监测.文献[66 ]充分利用电机温度分布的对称性将三维LPTN模型进行了简化，在不降低精度的前提下大大提高了计算速度.文献[67 ]提出了一种损耗分离的方法，先将电机在不同工况下的损耗制成表格，根据电机的实际运行工况读取相应损耗，再利用LPTN法便可快速计算出电机各部位的实时温度. ...
Analytical thermal model for fast stator winding temperature prediction
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2017
... LPTN法的经典模型如图16 所示.针对LPTN法不能计算温度分布的问题，文献[63 ]采用损耗不均匀分布法计算出绕组部分的温度分布，并通过试验验证了有效性.文献[64 ]引入了网格剖分的思路，在定子齿区域进行网格剖分，精确划分了热路径，从而解决了LPTN无法计算温度分布以及最高温度的问题.为了提高LPTN法的计算速度，文献[65 ]先用7节点网络计算温度，再针对热流路径用一个3节点的网络替代，实现了绕组温度的快速监测.文献[66 ]充分利用电机温度分布的对称性将三维LPTN模型进行了简化，在不降低精度的前提下大大提高了计算速度.文献[67 ]提出了一种损耗分离的方法，先将电机在不同工况下的损耗制成表格，根据电机的实际运行工况读取相应损耗，再利用LPTN法便可快速计算出电机各部位的实时温度. ...
Computationally efficient thermal analysis of a low-speed high-thrust linear electric actuator with a three-dimensional thermal network approach
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2015
... LPTN法的经典模型如图16 所示.针对LPTN法不能计算温度分布的问题，文献[63 ]采用损耗不均匀分布法计算出绕组部分的温度分布，并通过试验验证了有效性.文献[64 ]引入了网格剖分的思路，在定子齿区域进行网格剖分，精确划分了热路径，从而解决了LPTN无法计算温度分布以及最高温度的问题.为了提高LPTN法的计算速度，文献[65 ]先用7节点网络计算温度，再针对热流路径用一个3节点的网络替代，实现了绕组温度的快速监测.文献[66 ]充分利用电机温度分布的对称性将三维LPTN模型进行了简化，在不降低精度的前提下大大提高了计算速度.文献[67 ]提出了一种损耗分离的方法，先将电机在不同工况下的损耗制成表格，根据电机的实际运行工况读取相应损耗，再利用LPTN法便可快速计算出电机各部位的实时温度. ...
A review of structural and thermal analysis of traction motors
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2015
... LPTN法的经典模型如图16 所示.针对LPTN法不能计算温度分布的问题，文献[63 ]采用损耗不均匀分布法计算出绕组部分的温度分布，并通过试验验证了有效性.文献[64 ]引入了网格剖分的思路，在定子齿区域进行网格剖分，精确划分了热路径，从而解决了LPTN无法计算温度分布以及最高温度的问题.为了提高LPTN法的计算速度，文献[65 ]先用7节点网络计算温度，再针对热流路径用一个3节点的网络替代，实现了绕组温度的快速监测.文献[66 ]充分利用电机温度分布的对称性将三维LPTN模型进行了简化，在不降低精度的前提下大大提高了计算速度.文献[67 ]提出了一种损耗分离的方法，先将电机在不同工况下的损耗制成表格，根据电机的实际运行工况读取相应损耗，再利用LPTN法便可快速计算出电机各部位的实时温度. ...
Direct coupling method for coupled field-circuit thermal model of electrical machines
1
2018
... 为了兼具LPTN的快速性并提升计算精度，文献[68 ]采取FEA和LPTN混合建模，对温度分布或结构复杂的区域使用FEA建模，其余部分则用LPTN建模，模型边界相互联系.然而该方法中的散热系数由经验公式确定.为此，文献[69 ]首先在电磁场计算损耗，再在流体场计算散热系数，最后在温度场计算温度，逻辑清晰，可以有效地解决损耗和散热系数的计算误差问题.文献[70 ]提出先用CFD法准确计算对流换热系数，再将计算得出的对流换热系数用于LPTN法或FEA法，有效避免了由经验公式造成的误差.然而，以上方法仅考虑了磁热的单向流动，而永磁电机实际运行过程中，磁热存在交叉耦合作用.为此，文献[71 ]将温度场分析的结果用于更新电磁场的参数，再将新的电磁场用于求解电机的温度，如图17 所示不断迭代得到精确解.这种分析方法可获得电机结构全域内的温度分布，精度高，但计算量大. ...
Calculation of temperature rise in air-cooled induction motors through 3-D coupled electromagnetic fluid-dynamical and thermal finite-element analysis
1
2012
... 为了兼具LPTN的快速性并提升计算精度，文献[68 ]采取FEA和LPTN混合建模，对温度分布或结构复杂的区域使用FEA建模，其余部分则用LPTN建模，模型边界相互联系.然而该方法中的散热系数由经验公式确定.为此，文献[69 ]首先在电磁场计算损耗，再在流体场计算散热系数，最后在温度场计算温度，逻辑清晰，可以有效地解决损耗和散热系数的计算误差问题.文献[70 ]提出先用CFD法准确计算对流换热系数，再将计算得出的对流换热系数用于LPTN法或FEA法，有效避免了由经验公式造成的误差.然而，以上方法仅考虑了磁热的单向流动，而永磁电机实际运行过程中，磁热存在交叉耦合作用.为此，文献[71 ]将温度场分析的结果用于更新电磁场的参数，再将新的电磁场用于求解电机的温度，如图17 所示不断迭代得到精确解.这种分析方法可获得电机结构全域内的温度分布，精度高，但计算量大. ...
New finite element based method for thermal analysis of axial flux interior rotor permanent magnet synchronous machine
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2020
... 为了兼具LPTN的快速性并提升计算精度，文献[68 ]采取FEA和LPTN混合建模，对温度分布或结构复杂的区域使用FEA建模，其余部分则用LPTN建模，模型边界相互联系.然而该方法中的散热系数由经验公式确定.为此，文献[69 ]首先在电磁场计算损耗，再在流体场计算散热系数，最后在温度场计算温度，逻辑清晰，可以有效地解决损耗和散热系数的计算误差问题.文献[70 ]提出先用CFD法准确计算对流换热系数，再将计算得出的对流换热系数用于LPTN法或FEA法，有效避免了由经验公式造成的误差.然而，以上方法仅考虑了磁热的单向流动，而永磁电机实际运行过程中，磁热存在交叉耦合作用.为此，文献[71 ]将温度场分析的结果用于更新电磁场的参数，再将新的电磁场用于求解电机的温度，如图17 所示不断迭代得到精确解.这种分析方法可获得电机结构全域内的温度分布，精度高，但计算量大. ...
Coupled magnetic field-thermal network analysis of modular-spoke-type permanent-magnet machine for electric motorcycle
1
2021
... 为了兼具LPTN的快速性并提升计算精度，文献[68 ]采取FEA和LPTN混合建模，对温度分布或结构复杂的区域使用FEA建模，其余部分则用LPTN建模，模型边界相互联系.然而该方法中的散热系数由经验公式确定.为此，文献[69 ]首先在电磁场计算损耗，再在流体场计算散热系数，最后在温度场计算温度，逻辑清晰，可以有效地解决损耗和散热系数的计算误差问题.文献[70 ]提出先用CFD法准确计算对流换热系数，再将计算得出的对流换热系数用于LPTN法或FEA法，有效避免了由经验公式造成的误差.然而，以上方法仅考虑了磁热的单向流动，而永磁电机实际运行过程中，磁热存在交叉耦合作用.为此，文献[71 ]将温度场分析的结果用于更新电磁场的参数，再将新的电磁场用于求解电机的温度，如图17 所示不断迭代得到精确解.这种分析方法可获得电机结构全域内的温度分布，精度高，但计算量大. ...
Thermal management integrated with three-dimensional heat pipes for air-cooled permanent magnet synchronous motor
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2019
... 对于中小型电机来说，一般采用自然冷却的方法.为了解决自然冷却下电机内部散热困难的问题，文献[72 ]提出了一种方法，如图18 所示，通过将一根具有高热导率的热管插入槽内，便可将大部分铜耗产生的热量直接从槽内导出到电机外部，虽然文中电机功率密度不足1 kW/kg，但与无导热管结构相比，可使绕组温度降低约20 ℃，解决了槽内散热困难的难题.然而，该方法生产成本较高且影响电机的绕组因数.当电机的功率密度较大，自然冷却无法满足温度需求时，可以采用强迫风冷的方法.文献[73 ]在电机转子部分添加了不同尺寸和数量的叶片以及通风孔，如图19 所示.当叶片和通风孔的数量分别为12和18时，电机散热效果最好，采用该冷却方式的电机其功率密度最大可以达到4 kW/kg.这种方法的好处是无需额外的动力系统来带动风扇，缺点是会降低转矩密度，且风扇在转速较高时会产生很大的噪声. ...
Thermal analysis of permanent magnet motor for the electric vehicle application considering driving duty cycle
1
2010
... 对于中小型电机来说，一般采用自然冷却的方法.为了解决自然冷却下电机内部散热困难的问题，文献[72 ]提出了一种方法，如图18 所示，通过将一根具有高热导率的热管插入槽内，便可将大部分铜耗产生的热量直接从槽内导出到电机外部，虽然文中电机功率密度不足1 kW/kg，但与无导热管结构相比，可使绕组温度降低约20 ℃，解决了槽内散热困难的难题.然而，该方法生产成本较高且影响电机的绕组因数.当电机的功率密度较大，自然冷却无法满足温度需求时，可以采用强迫风冷的方法.文献[73 ]在电机转子部分添加了不同尺寸和数量的叶片以及通风孔，如图19 所示.当叶片和通风孔的数量分别为12和18时，电机散热效果最好，采用该冷却方式的电机其功率密度最大可以达到4 kW/kg.这种方法的好处是无需额外的动力系统来带动风扇，缺点是会降低转矩密度，且风扇在转速较高时会产生很大的噪声. ...
Water jacket and slot optimization of a water-cooling permanent magnet synchronous in-wheel motor
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2021
... 当强迫风冷也无法满足电机的温度需求时，可以采用水冷的方式对电机进行冷却.文献[74 ]通过在机壳上安装冷却水道，对电机整体进行冷却，并分析了水道长宽对温度梯度以及换热系数的影响.经研究发现在流量相同的情况下，由于轴向水道拐角处易形成涡流，流速变快，故而轴向水道换热系数要大于周向水道换热系数(图20 )，功率密度可达10 kW/kg.对于铜耗占总损耗比重较大的电机，文献[75 ]将水冷板插入定子铁心中，对绕组进行冷却，如图21 所示.该方法对绕组的冷却效果较好，与常规的水冷道结构相比，虽然功率密度接近，但是能使绕组的温度由110 ℃降到90 ℃.与热管技术类似，提升电机功率密度的同时，易产生谐波.为了解决永磁体温度过高的问题，文献[76 ]将水道设置在转轴内部，对转子铁心和永磁体进行定向冷却，虽然功率密度仅为8 kW/kg左右，但可以有效降低永磁体温度. ...
Water cold plates for efficient cooling:Verified on a permanent-magnet machine with concentrated winding
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2019
... 当强迫风冷也无法满足电机的温度需求时，可以采用水冷的方式对电机进行冷却.文献[74 ]通过在机壳上安装冷却水道，对电机整体进行冷却，并分析了水道长宽对温度梯度以及换热系数的影响.经研究发现在流量相同的情况下，由于轴向水道拐角处易形成涡流，流速变快，故而轴向水道换热系数要大于周向水道换热系数(图20 )，功率密度可达10 kW/kg.对于铜耗占总损耗比重较大的电机，文献[75 ]将水冷板插入定子铁心中，对绕组进行冷却，如图21 所示.该方法对绕组的冷却效果较好，与常规的水冷道结构相比，虽然功率密度接近，但是能使绕组的温度由110 ℃降到90 ℃.与热管技术类似，提升电机功率密度的同时，易产生谐波.为了解决永磁体温度过高的问题，文献[76 ]将水道设置在转轴内部，对转子铁心和永磁体进行定向冷却，虽然功率密度仅为8 kW/kg左右，但可以有效降低永磁体温度. ...
Thermal modeling of directly cooled electric machines using lumped parameter and limited CFD analysis
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2013
... 当强迫风冷也无法满足电机的温度需求时，可以采用水冷的方式对电机进行冷却.文献[74 ]通过在机壳上安装冷却水道，对电机整体进行冷却，并分析了水道长宽对温度梯度以及换热系数的影响.经研究发现在流量相同的情况下，由于轴向水道拐角处易形成涡流，流速变快，故而轴向水道换热系数要大于周向水道换热系数(图20 )，功率密度可达10 kW/kg.对于铜耗占总损耗比重较大的电机，文献[75 ]将水冷板插入定子铁心中，对绕组进行冷却，如图21 所示.该方法对绕组的冷却效果较好，与常规的水冷道结构相比，虽然功率密度接近，但是能使绕组的温度由110 ℃降到90 ℃.与热管技术类似，提升电机功率密度的同时，易产生谐波.为了解决永磁体温度过高的问题，文献[76 ]将水道设置在转轴内部，对转子铁心和永磁体进行定向冷却，虽然功率密度仅为8 kW/kg左右，但可以有效降低永磁体温度. ...
A thermal modelling approach and experimental validation for an oil spray-cooled hairpin winding machine
1
2021
... 在一些极端情况或某些特殊场合下，油冷可作为水冷的替补使用.文献[77 ]提出了一种采用喷雾式油冷来冷却端部绕组的方法，如图22 所示.该方法冷却效果理想，但是要求绕组保持轴向高热导率，且喷雾冷却的热参数需要专业设备测量，设计阶段难度较大且功率密度提升有限，仅能达到5 kW/kg左右.文献[78 ]采用浸油式冷却绕组的方法，分析得出其冷却效果是间接水冷的2.87倍，可以使电机的功率密度达到12 kW/kg以上，但是该方法对密封性能要求高. ...
Direct oil cooling of end-windings in torus-type axial-flux permanent-magnet machines
1
2021
... 在一些极端情况或某些特殊场合下，油冷可作为水冷的替补使用.文献[77 ]提出了一种采用喷雾式油冷来冷却端部绕组的方法，如图22 所示.该方法冷却效果理想，但是要求绕组保持轴向高热导率，且喷雾冷却的热参数需要专业设备测量，设计阶段难度较大且功率密度提升有限，仅能达到5 kW/kg左右.文献[78 ]采用浸油式冷却绕组的方法，分析得出其冷却效果是间接水冷的2.87倍，可以使电机的功率密度达到12 kW/kg以上，但是该方法对密封性能要求高. ...
Direct calculation method of reference flux linkage for maximum torque per ampere control in DTC-based IPMSM drives
1
2017
... 现有的MTPA算法大致可以分为依赖参数和不依赖参数两大类.依赖参数的MTPA控制方法包括公式计算法和查表法等.公式计算法主要是利用恒转矩曲线下的MTPA轨迹特性，通过对电机转矩方程求导得到MTPA点对应的电流矢量角表达式[79 ] .然而，该方法依赖电机参数，为了解决这一问题，学者们将在线参数辨识算法[80 ] 引入MTPA控制策略中.但是该算法运算较为复杂，对系统的实时运算能力要求较高.查表法[81 ] 是将电机在不同工况下的MTPA点所对应的数值制成数据表，通过在线查表的方式进行给定，该方法需要控制器具有较大的存储空间. ...
四象限运行磁通切换永磁直线电机的MRAS无位置传感器控制
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2021
... 现有的MTPA算法大致可以分为依赖参数和不依赖参数两大类.依赖参数的MTPA控制方法包括公式计算法和查表法等.公式计算法主要是利用恒转矩曲线下的MTPA轨迹特性，通过对电机转矩方程求导得到MTPA点对应的电流矢量角表达式[79 ] .然而，该方法依赖电机参数，为了解决这一问题，学者们将在线参数辨识算法[80 ] 引入MTPA控制策略中.但是该算法运算较为复杂，对系统的实时运算能力要求较高.查表法[81 ] 是将电机在不同工况下的MTPA点所对应的数值制成数据表，通过在线查表的方式进行给定，该方法需要控制器具有较大的存储空间. ...
MRAS position sensorless control of linear flux-switching permanent magnet motor for four-quadrant operation
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2021
... 现有的MTPA算法大致可以分为依赖参数和不依赖参数两大类.依赖参数的MTPA控制方法包括公式计算法和查表法等.公式计算法主要是利用恒转矩曲线下的MTPA轨迹特性，通过对电机转矩方程求导得到MTPA点对应的电流矢量角表达式[79 ] .然而，该方法依赖电机参数，为了解决这一问题，学者们将在线参数辨识算法[80 ] 引入MTPA控制策略中.但是该算法运算较为复杂，对系统的实时运算能力要求较高.查表法[81 ] 是将电机在不同工况下的MTPA点所对应的数值制成数据表，通过在线查表的方式进行给定，该方法需要控制器具有较大的存储空间. ...
Automatic MTPA tracking in IPMSM drives:Loop dynamics,design,and auto-tuning
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2017
... 现有的MTPA算法大致可以分为依赖参数和不依赖参数两大类.依赖参数的MTPA控制方法包括公式计算法和查表法等.公式计算法主要是利用恒转矩曲线下的MTPA轨迹特性，通过对电机转矩方程求导得到MTPA点对应的电流矢量角表达式[79 ] .然而，该方法依赖电机参数，为了解决这一问题，学者们将在线参数辨识算法[80 ] 引入MTPA控制策略中.但是该算法运算较为复杂，对系统的实时运算能力要求较高.查表法[81 ] 是将电机在不同工况下的MTPA点所对应的数值制成数据表，通过在线查表的方式进行给定，该方法需要控制器具有较大的存储空间. ...
MTPA operating point tracking control scheme for vector controlled PMSM drives
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2010
... 不依赖参数的MTPA控制方法有极值搜索法和高频信号注入法等.极值搜索法[82 ] 是通过小步长在线修改控制参数的给定值，并通过多次比较最终确定电机的MTPA运行工况.该算法简单且易于实现，但是在自校正环节中，MTPA点的收敛速度和精度都有待改善.高频信号注入法则是先向系统中注入一个额外的高频小信号，然后对注入信号进行提取，最后通过调整控制系统达到MTPA运行工况. ...
A novel MTPA control strategy for IPMSM drives by space vector signal injection
1
2017
... 文献[83 ]提出了一种空间电压矢量注入的MTPA方法，如图24 所示.高频信号的注入使得电压矢量U s 发生抖动，从而带动定子磁链矢量的变化，如式(5)所示 ...
基于空间电压矢量注入的频率可变型五相永磁同步电机最大转矩电流比控制
1
2020
... 当系统的磁链发生扰动后，电流会随之响应，此时根据电流i 与磁链ψ 的关系即可寻找MTPA角.为了适应电机不同转速下的运行需求，文献[84 ]将信号注入由参考电压矢量调整至空间矢量脉宽调制(Space vector pulse width modulation, SVPWM)上，通过改变矢量的作用时间形成频率可变的MTPA控制.为了降低真实信号注入引起的高频损耗，文献[85 ]提出了一种基于虚拟信号注入的MTPA控制方法，将一个高频的正弦小信号注入到电机数学模型的电流矢量角中，进而使电机转矩中包含高频信号分量，根据转矩T e 和电流角β 的关系求解出MTPA电流矢量角. ...
Variable frequency MTPA control for five-phase permanent-magnet motor based on space voltage vector injection
1
2020
... 当系统的磁链发生扰动后，电流会随之响应，此时根据电流i 与磁链ψ 的关系即可寻找MTPA角.为了适应电机不同转速下的运行需求，文献[84 ]将信号注入由参考电压矢量调整至空间矢量脉宽调制(Space vector pulse width modulation, SVPWM)上，通过改变矢量的作用时间形成频率可变的MTPA控制.为了降低真实信号注入引起的高频损耗，文献[85 ]提出了一种基于虚拟信号注入的MTPA控制方法，将一个高频的正弦小信号注入到电机数学模型的电流矢量角中，进而使电机转矩中包含高频信号分量，根据转矩T e 和电流角β 的关系求解出MTPA电流矢量角. ...
Maximum torque per ampere (MTPA) control for interior permanent magnet synchronous machine drives based on virtual signal injection
1
2015
... 当系统的磁链发生扰动后，电流会随之响应，此时根据电流i 与磁链ψ 的关系即可寻找MTPA角.为了适应电机不同转速下的运行需求，文献[84 ]将信号注入由参考电压矢量调整至空间矢量脉宽调制(Space vector pulse width modulation, SVPWM)上，通过改变矢量的作用时间形成频率可变的MTPA控制.为了降低真实信号注入引起的高频损耗，文献[85 ]提出了一种基于虚拟信号注入的MTPA控制方法，将一个高频的正弦小信号注入到电机数学模型的电流矢量角中，进而使电机转矩中包含高频信号分量，根据转矩T e 和电流角β 的关系求解出MTPA电流矢量角. ...
Loss-minimizing control of PMSM with the use of polynomial approximations
1
2009
... 铁耗通常包含磁滞损耗、涡流损耗以及异常损害，其计算的方法有很多，经典模型为Bertotti铁损模型，如式(3)所示.该模型对参数依赖性较小，计算铁耗较为准确，通常包含在线搜索算法和信号注入方法获得最高效率运行点.文献[86 ]通过迭代控制变量来完成在线搜索算法，但此方法收敛速度较慢，容易受电流和电压谐波的影响，不适合具有快速动态响应转矩需求的电机.为了解决传统在线搜索算法响应慢、易受谐波影响、转矩脉动增加等问题，文献[87 ]提出了一种虚拟高频方波信号注入方法来寻找最佳电流角，该方法具有良好的搜索精度和动态性能. ...
A virtual HF signal injection based maximum efficiency per ampere tracking control for IPMSM drive
1
2020
... 铁耗通常包含磁滞损耗、涡流损耗以及异常损害，其计算的方法有很多，经典模型为Bertotti铁损模型，如式(3)所示.该模型对参数依赖性较小，计算铁耗较为准确，通常包含在线搜索算法和信号注入方法获得最高效率运行点.文献[86 ]通过迭代控制变量来完成在线搜索算法，但此方法收敛速度较慢，容易受电流和电压谐波的影响，不适合具有快速动态响应转矩需求的电机.为了解决传统在线搜索算法响应慢、易受谐波影响、转矩脉动增加等问题，文献[87 ]提出了一种虚拟高频方波信号注入方法来寻找最佳电流角，该方法具有良好的搜索精度和动态性能. ...
一种永磁同步电机系统效率优化控制策略研究
1
2020
... 因此，要实现电机最小损耗控制，需要满足
d P Loss ![]()
/d
i ωd =0.文献[
88 ]将等效损耗模型应用到SVPWM直接转矩控制系统中，将系统的效率提高约20%，在高速域尤为明显.为了精确计算功率变换器的损耗，文献[
89 ]针对开关损耗和导通损耗的非线性特性，通过调节磁链实现了系统效率的最大化.但这些方法仅仅适用于表贴式永磁电机，无法适用于
d-q 轴电感不等的内嵌式永磁电机.针对该问题，文献[
90 ]提出了适用于内嵌式永磁电机的等效损耗模型和多项式拟合方法.该方法显著降低了内嵌式永磁电机的损耗. ...
Study on an efficiency optimization method for permanent magnet synchronous motor
1
2020
... 因此，要实现电机最小损耗控制，需要满足
d P Loss ![]()
/d
i ωd =0.文献[
88 ]将等效损耗模型应用到SVPWM直接转矩控制系统中，将系统的效率提高约20%，在高速域尤为明显.为了精确计算功率变换器的损耗，文献[
89 ]针对开关损耗和导通损耗的非线性特性，通过调节磁链实现了系统效率的最大化.但这些方法仅仅适用于表贴式永磁电机，无法适用于
d-q 轴电感不等的内嵌式永磁电机.针对该问题，文献[
90 ]提出了适用于内嵌式永磁电机的等效损耗模型和多项式拟合方法.该方法显著降低了内嵌式永磁电机的损耗. ...
Power loss-oriented evaluation of high voltage IGBTs and multilevel converters in transformerless traction applications
1
2005
... 因此，要实现电机最小损耗控制，需要满足
d P Loss ![]()
/d
i ωd =0.文献[
88 ]将等效损耗模型应用到SVPWM直接转矩控制系统中，将系统的效率提高约20%，在高速域尤为明显.为了精确计算功率变换器的损耗，文献[
89 ]针对开关损耗和导通损耗的非线性特性，通过调节磁链实现了系统效率的最大化.但这些方法仅仅适用于表贴式永磁电机，无法适用于
d-q 轴电感不等的内嵌式永磁电机.针对该问题，文献[
90 ]提出了适用于内嵌式永磁电机的等效损耗模型和多项式拟合方法.该方法显著降低了内嵌式永磁电机的损耗. ...
Improved loss minimization control for IPMSM using equivalent conversion method
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2021
... 因此，要实现电机最小损耗控制，需要满足
d P Loss ![]()
/d
i ωd =0.文献[
88 ]将等效损耗模型应用到SVPWM直接转矩控制系统中，将系统的效率提高约20%，在高速域尤为明显.为了精确计算功率变换器的损耗，文献[
89 ]针对开关损耗和导通损耗的非线性特性，通过调节磁链实现了系统效率的最大化.但这些方法仅仅适用于表贴式永磁电机，无法适用于
d-q 轴电感不等的内嵌式永磁电机.针对该问题，文献[
90 ]提出了适用于内嵌式永磁电机的等效损耗模型和多项式拟合方法.该方法显著降低了内嵌式永磁电机的损耗. ...
感应电机基于最大转矩输入功率比的能效优化
1
2021
... 此外，通过减小系统的输入功率也能提高系统的效率.文献[91 ]在损耗模型的基础上，通过计算转矩向量和输入功率向量的梯度实现了恒转矩情况下输入功率的最小化.文献[92 ]则提出了一种不同于传统VVVF驱动器的新型经济的驱动器，减小了电机电流幅值，从而降低了损耗，提高了输入功率因数. ...
Energy efficiency optimization of induction motor based on maximum torque per input power
1
2021
... 此外，通过减小系统的输入功率也能提高系统的效率.文献[91 ]在损耗模型的基础上，通过计算转矩向量和输入功率向量的梯度实现了恒转矩情况下输入功率的最小化.文献[92 ]则提出了一种不同于传统VVVF驱动器的新型经济的驱动器，减小了电机电流幅值，从而降低了损耗，提高了输入功率因数. ...
Review of three-phase PWM AC-AC converter topologies
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2011
... 此外，通过减小系统的输入功率也能提高系统的效率.文献[91 ]在损耗模型的基础上，通过计算转矩向量和输入功率向量的梯度实现了恒转矩情况下输入功率的最小化.文献[92 ]则提出了一种不同于传统VVVF驱动器的新型经济的驱动器，减小了电机电流幅值，从而降低了损耗，提高了输入功率因数. ...
Enhanced direct torque control for a three-level T-type inverter
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2021
... 文献[93 ]实现了永磁同步电机的超高速直接转矩控制，利用SiC-MOSFET开关频率高的优势极大减小了死区时间，有效降低开关损耗.文献[94 ]分别从功率损耗、效率、开关速度等多方面进行了试验对比，充分验证了宽禁带功率器件的优势.文献[95 ]提出了基于混合逆变器的SVPWM调制策略，SiC-MOSFET和Si-IGBT分别产生零电压矢量和有效电压矢量，通过功率器件的组合可以实现更高的开关频率和操作自由度. ...
Experimental efficiency comparison between a direct matrix converter and an indirect matrix converter using both Si IGBTs and SiC MOSFETS
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2016
... 文献[93 ]实现了永磁同步电机的超高速直接转矩控制，利用SiC-MOSFET开关频率高的优势极大减小了死区时间，有效降低开关损耗.文献[94 ]分别从功率损耗、效率、开关速度等多方面进行了试验对比，充分验证了宽禁带功率器件的优势.文献[95 ]提出了基于混合逆变器的SVPWM调制策略，SiC-MOSFET和Si-IGBT分别产生零电压矢量和有效电压矢量，通过功率器件的组合可以实现更高的开关频率和操作自由度. ...
A megawatt-scale medium-voltage high-efficiency high power density “SiC+Si” hybrid three-level ANPC inverter for aircraft hybrid-electric propulsion systems
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2019
... 文献[93 ]实现了永磁同步电机的超高速直接转矩控制，利用SiC-MOSFET开关频率高的优势极大减小了死区时间，有效降低开关损耗.文献[94 ]分别从功率损耗、效率、开关速度等多方面进行了试验对比，充分验证了宽禁带功率器件的优势.文献[95 ]提出了基于混合逆变器的SVPWM调制策略，SiC-MOSFET和Si-IGBT分别产生零电压矢量和有效电压矢量，通过功率器件的组合可以实现更高的开关频率和操作自由度. ...
