近年来，以永磁直线同步电机为驱动源的无绳电梯系统获得关注. 该系统依靠直线电机初、次级间的电磁力直接驱动轿厢，无须曳引钢丝绳，提升高度不受限制，能够实现多轿厢循环运行，大幅减少电梯井道数量、节省建筑空间，在高层电梯、物流仓储和立体交通等领域中有广泛的应用前景^[1-2].

直线电机无绳电梯系统一般采用轮轨或直线滑轨的导向方式，存在轮轨磨损、维护困难、振动大、噪音大等不足，难以发挥直线电机的长行程和高速运输优势. 在无绳提升系统中常采用双边永磁直线电机，当双边气隙均衡时，动子受到的法向合力近乎为零^[3-4]，可以有效地减小导向装置的法向压力，减少磨损. 在实际运行中，受导轨加工安装精度的影响，导致双边永磁直线同步电机的双侧气隙发生偏移，动子上产生法向偏置力，使得导向装置磨损加剧. 为了解决这一问题，常采用额外的电磁装置调节运行气隙，实现非接触悬浮导向. 专用电磁铁体积大，轿厢重量增加，励磁电流大，能耗高^[5]. 本文提出混合励磁直线电机，当双边气隙不均衡时，通过直流励磁电流调节双边气隙磁场，使得电机双侧气隙平衡，能够实现近乎非接触的悬浮运行状态.

针对电机气隙磁场的调节，国内外学者作了大量的研究工作^[6]. Spooner等^[7]提出在定子侧设置直流励磁绕组，通过直流励磁电流来调节气隙磁场. Fodorean等^[8]使用串联磁路混合励磁结构，由于电励磁磁路和永磁磁路成串联关系，励磁磁通直接经过永磁体，永磁体存在退磁风险. Naoe等^[9]提出磁路并联式混合励磁永磁同步电机，电励磁和永磁磁通路径相互独立，通过改变电励磁来调节气隙磁场，电励磁磁通不穿过永磁体，降低了永磁体退磁的风险. Ostovic等^[10-12]研究记忆电机，采用高剩磁、低矫顽力的AlNiCo永磁体作为电机的磁势源，通过调磁脉冲改变磁势源幅值来调节气隙磁场. 寇宝泉等^[13-15]通过调节电机主磁路的磁阻，改变气隙磁场.

文献[7~15]主要阐述了旋转电机的磁场调节方式，这些方法也适用于直线电机. 卢琴芬等^[16]提出单边混合励磁直线同步电机结构，永磁体和电励磁构成混合励磁串联磁路，依靠直流励磁电流调节电机气隙磁场和电磁推力. 永磁体存在退磁风险. 曾志强等^[17]提出新型的九相模块化混合励磁开关磁链直线电机，为了便于电机的安装拆卸，提出机械调磁和混合励磁相结合的方法，减小空载法向力. Liu等^[18]提出磁路并联式混合励磁开关磁链电机，通过增加直流励磁绕组提供磁场，减少对稀土永磁材料的依赖，但文献[18]没有研究直流励磁电流对电机法向力的影响.

根据不同的应用场合，磁场调节可以用于电机的速度调节和性能优化. 张卓然等^[19]阐述了不同混合励磁电机的拓扑结构、调磁原理和控制方式. 樊英等^[20-21]通过最小铜耗控制和弱磁控制，实现了实验样机的宽速域运行，提高了电机的运行效率. 吴中泽等^[22-23]通过研究定子分区设计和不同极槽配合，提高了电机的转矩密度和调磁能力. 本文针对直线电机无绳电梯系统的低噪声、低磨损导向的问题，提出新型混合励磁直线同步电机(hybrid excited salient-pole linear synchronous motor，HES-LSM)，研究气隙磁场调节和法向受力. 介绍该电机的拓扑结构及气隙磁场调节原理，通过有限元方法分析关键结构参数变化对电机性能的影响，研究直流励磁调节特性和直流励磁电流对电机性能的影响，研制样机开展实验研究.

提出的混合励磁凸极直线电机的三维模型如图1所示，由双边初级和混合励磁次级组成. 初级为双边结构，采用15槽16极的分数槽集中绕组配置；每个齿上套一个线圈，双边初级对应的相绕组为串联连接，双边初级通过连接板连接形成动子. 次级为永磁体、凸铁极和直流励磁绕组共同构成的混合励磁结构.

如图2所示为HES-LSM的剖面图. 图中，次级凸铁极和永磁体交替布置；永磁体切向磁化且相邻2个永磁体的磁化方向相反；凸铁极中间部分开槽，槽内嵌入直流励磁绕组，相邻2块凸铁极上的直流励磁绕组绕向相反.

相对于传统的双边型永磁直线同步电机，该电机的初级结构没有发生改变，仅在次级凸铁极上集成了直流励磁线圈，初次级的有效耦合面积没有变化，电机的整体体积没有明显增加.

为了分析方便，忽略初级、次级铁心磁阻，简化为线性磁路进行分析. 混合励磁次级有永磁体和直流励磁绕组2个磁势源，分别对永磁体励磁和直流励磁的等效磁路单独分析，通过磁场叠加的方法获得两者共同作用时的磁场分布情况^[24].

以一个极距下的主磁通路径为例，如图3所示，依次为仅永磁励磁、仅直流绕组励磁、永磁和直流绕组共同励磁时的主磁通路径. 设图3中永磁体的充磁方向和直流励磁电流方向为正方向.

次级永磁体磁势源形成2个并联磁路，如图3(a)的实线1、2所示. 其中一个分支主磁通经过单侧初级铁心、单侧气隙和次级2个相邻凸铁轭，形成小循环磁通路径. 如图3(b)的虚线3所示为不考虑永磁体、仅有次级直流励磁源作用时的直流励磁磁路图，形成贯穿两侧初级铁心和次级铁心的大循环磁通路径，该磁通不经过永磁体. 如图3(c)所示为永磁体和直流励磁共同作用时的磁路图. 在上侧气隙中，永磁磁场和直流励磁磁场方向相同，上气隙处于增磁状态；在下侧气隙中，永磁磁场和直流励磁磁场方向相反，下气隙磁场处于去磁状态.

如图4(a)所示为双边气隙相同且无直流励磁电流作用时动子两侧所受的法向力F_N和推力F_T的示意图，如图4(b)、(c)所示分别为通入正向直流励磁电流后动子所受的法向力和推力的变化. 图4(a)中，双边气隙平衡，动子两侧所受的法向力大小相等，方向相反，即 $ {F_{{\text{N1}}}} + {F_{{\text{N2}}}} = 0 $，法向合力为0；动子所受的推力为 $ {F_{{\text{T1}}}} + {F_{{\text{T2}}}} $. 当通入正向励磁电流时，动子上侧所受的法向力增大，增量为 $ \Delta {F_{\text{N}}} = F_{{\text{N1}}}^{'} - {F_{{\text{N1}}}} $. 动子下侧所受的法向力减小，增量为 $ - \Delta {F_{\text{N}}} = F_{{\text{N2}}}^{'} - {F_{{\text{N2}}}} $，因此动子所受的法向合力为 $ F_{{\text{N1}}}^{'} - F_{{\text{N2}}}^{'} = 2\Delta {F_{\text{N}}} $. 在通入直流励磁电流后，动子一侧所受的法向力增加，另一侧法向力减少，动子整体所受的法向合力的增量是单侧法向力的2倍，动子将会向法向力增大的一侧偏移.

对于动子所受的推力而言，上侧气隙磁场增强，动子上侧初级所受的推力增强，增量 $ \Delta {F_{\text{T}}} = F_{{\text{T1}}}^{'} - {F_{{\text{T1}}}} $. 下侧气隙磁场减弱，动子下侧初级所受的推力减弱，增量 $ - \Delta {F_{\text{T}}} = F_{{\text{T2}}}^{'} - {F_{{\text{T2}}}} $. 动子的总推力为 $ F_{{\text{T1}}}^{'} + F_{{\text{T2}}}^{'} = {F_{{\text{T1}}}} + {F_{{\text{T2}}}} $，即通入直流励磁电流时动子整体所受的推力保持不变.

通过以上分析可知，以该电机结构为基础，可以保证在推力稳定的情况下，对动子的双边法向受力进行调节. 在电机的实际运行过程中，当双边气隙不均匀时，通过调节直流励磁电流的方向和大小，将动子拉入双边平衡状态，实现HES-LSM的气隙调衡功能.

不同于传统的双边初级永磁同步直线电机，提出的HES-LSM次级结构改动较大，其中永磁体和凸铁极部件的结构尺寸是电机的关键参数. 在保证初级参数不变的情况下，研究次级结构参数对电磁性能的影响. 电机的主要结构尺寸如图5所示，参数值如表1所示.

气隙长度是电机设计中的基本参数，对永磁同步直线电机性能有重要影响. 对于不同的气隙长度g，单侧初级绕组在空载运行时的A相反电势E_A如图6所示. 图中，θ为电角度，电机额定运行速度为1.035 m/s.

反电势谐波分析如图7所示. 图中，n为谐波阶次. 可以看出，电机气隙长度对反电势基波和谐波均有影响. 反电势谐波含量主要集中在3次谐波，随着双边气隙长度的减小，基波幅值逐渐增大，但3次谐波幅值逐渐增大. 在电机设计过程中，选择合适的气隙长度，保证基波幅值基本不变，尽可能降低3次谐波.

永磁同步直线电机的定位力对电机的推力性能有重要的影响，通过选择合适的永磁体参数能够降低定位力波动幅值. 保持永磁体用量不变，不同永磁体宽度W_pm对应的定位力F_D波形如图8所示. 图中，x为动子在一个极距内位置的变化.

永磁体水平磁化，当永磁体体积保持不变时，永磁体提供的磁动势与W_pm成正相关. 从图8可知，随着W_pm的增加，定位力的波动幅值逐渐增大. 当W_pm较小时，虽然定位力的波动幅值有所降低，但是永磁体的磁化长度随之减小，磁动势下降，在相同的永磁体用量下，永磁体的利用率降低.

在次级凸铁上开槽，放置直流励磁绕组. 不同开槽宽度W_dc和高度h_dc对应的电机推力波形如图9(a)、(b)所示.

如表2所示为不同开槽参数对电机平均推力和推力波动的影响. 表中，F_T为平均力，F_r为推力波动. 从图9和表2可知，在不同的凸铁极开槽尺寸下，电机平均推力稳定为1360 N左右，推力波动小于3%. 开槽尺寸对电机推力性能的影响很小.

开槽前、后的电机推力密度和效率变化曲线分别如图10(a)、(b)所示. 图中，λ为电机功角. 该电机的推力密度和效率计算公式如下：

(1) $ \left. \begin{array}{l} \rho = {F_{{\rm{avg}}}}/M , \\ \eta = \dfrac{{{F_{{\rm{avg}}}}v}}{{{F_{{\rm{avg}}}}v + mR{I^2} + {P_{\rm{t}}}}}. \\ \end{array} \right\} $

式中： F_avg 为不同功角下电机的平均推力，M 为 单元电机次级的质量，v 为电机额定运行速度，m 为电枢绕组相数，R为相电阻，I为相电流，P_t 为电机的迟滞损耗及涡流损耗等.

计算推力密度和效率的偏差，分别记为Δρ和Δη，结果如表3所示.

从图10可知，相较于开槽前，开槽后的电机推力密度和效率均略微降低. 从表3可知，在一定的功角下，开槽前、后推力密度的偏差小于3%，效率偏差小于7%.

从1.2节的分析可知，当通入不同的次级直流励磁电流时，会改变双边气隙磁场，能够调节双边初级的法向受力. 建立15槽16极 HES-LSM单元电机有限元模型，如图11所示，分析不同气隙偏移和不同直流励磁电流下电机气隙磁场的分布及双边初级的法向受力变化情况. 为了便于表述，上侧气隙长度记为g₁，下侧气隙长度记为g₂，双边气隙对比记为(g₁vs.g₂).

当双边气隙不平衡时，双边气隙磁通密度将发生变化，以上侧气隙中线磁通密度法向分量B_y为例进行说明. 不同气隙偏移时，B_y随电机位置x的变化如图12所示.

以双边气隙平衡时(4 mm vs.4 mm)气隙磁通密度为参考，当气隙偏移(3 mm vs.5 mm)时，上侧气隙长度减小了1 mm，磁通密度峰值相较于(4 mm vs.4 mm)时增大了18.65%；当气隙偏移(5 mm vs.3 mm)时，上侧气隙长度增加了1 mm，上侧气隙磁通密度峰值相较于(4 mm vs.4 mm)时减小了15.61%. 可见，对于同样的气隙偏移量，气隙减小一侧的气隙磁通密度变化量更大. 这是由于气隙减小时漏磁减小，气隙增加时漏磁增大，导致两侧气隙磁通密度的增量和减量不一致. 若从气隙磁通密度在双边初级绕组中产生的反电势来看，当气隙发生偏移时，双边绕组产生的总电势比气隙平衡时略高. 以双边初级A相空载反电势为例，在0~1.0 mm的气隙偏移量下，A相反电势的幅值变化如图13所示. 图中， $\Delta$g为气隙偏移量. 可以看出，在0~0.3 mm的气隙偏移量下，双边初级反电势基本不受影响，气隙偏移量继续增大后反电势幅值有一定的增加；当气隙偏移量达到1 mm时，反电势幅值增加了3.81%. 考虑到推力与反电势基本成正比，在实际工程中，反电势变化幅度限制为小于4%是合理的，设置双边气隙偏移中间平衡点的范围为−1~1 mm.

如图14(a)~(c)所示分别为无直流励磁电流、正向直流励磁电流、反向直流励磁电流时双边气隙的磁场分布情况，双边气隙长度为(4 mm vs. 4 mm).

如图15所示为B_y在不同直流励磁电流I_dc下的变化趋势. 可知，B_y随着正向直流励磁电流的增大而增加，随着反向直流励磁电流的增大而减小，最大磁通密度增量为18.79%.

当双边气隙不对称时，动子所受的法向合力不为零，将会产生法向偏置力，对轮轨产生挤压. 若通入合适的直流励磁电流，则可以产生大小相等、方向相反的法向力，抑制动子的偏移趋势，减小动子对轮轨的压力.

如图16所示为无直流励磁电流作用时电机所受的法向合力随双边气隙偏移量的变化. 可知，当直流励磁电流为零时，电机所受的法向合力与气隙偏移量基本呈线性关系.

在不同的气隙偏移量下，电机所受的法向合力随直流励磁电流的变化如图17所示. 可知，当直流励磁电流为−5~5 A时，法向力的变化与直流励磁电流基本成线性关系. 当直流励磁电流超出[−5, 5] A范围时，曲线的增长趋势变缓，这是因为随着直流励磁电流的增加，凸铁极的磁通密度随之增加，受凸铁极尺寸的限制，在电流持续增加后，凸铁极的磁通密度逐渐接近饱和状态.

为了研究直流励磁电流对电机运行特性的影响，分析不同工况下直流励磁电流对电机反电势、法向力和推力的作用.

当直流励磁电流作用时，一侧气隙磁场增强，另一侧气隙磁场减弱. 在不同的直流励磁电流作用下，单侧初级A相反电势E_A的变化曲线如图18(a)所示，电机运行速度为0.54 m/s，双边气隙为(4 mm vs.4 mm). 在5 A直流励磁电流的作用下，A相反电势幅值从无直流励磁电流时的77.3 V增加为83.4 V；在通入5 A的反向直流励磁电流后，反电势幅值下降为71.1 V. 当不考虑铁心饱和时，反电势幅值E_p与直流励磁电流基本呈线性关系，如图18(b)所示.

在电机运行的过程中，同一直流励磁电流激励所产生的法向调节力会受到电机负载角δ的影响. 在不同的负载角下，电机的法向偏置力与直流励磁电流的关系如图19所示，双边气隙为(4 mm vs.4 mm). 当电流变化量为1 A时，对应的法向偏置力增量为∆F_n，该增量是由单位励磁电流引起的法向调节力，即直线的斜率. 可以看出，同一负载角下的法向偏置力与励磁电流近似为线性关系. 永磁直线电机负载与负载角成正比，随着负载角的增加，直线的斜率逐渐降低，即随着电机负载的增加，直流励磁电流对法向力的调节能力有所降低. 在轻载工况下，单位直流励磁电流具有更好的法向力调节效果. 重载时，需要更大的直流励磁电流来调节法向力，使双边气隙恢复平衡.

在不同的直流励磁电流作用下，F_T和F_N随δ的变化曲线如图20所示. 在同一直流励磁电流的作用下，法向力随着负载角的增大呈下降趋势. 在同一负载角下，直流励磁电流作用后的平均推力略有下降. 以通入5 A直流励磁电流为例，与无直流励磁电流作用相比，直流励磁电流对法向合力的影响显著，对平均推力的影响较小，平均推力仅降低了2.6%.

根据表1的电机结构基本参数，制作了HES-LSM样机. 电机的初级结构和混合励磁次级结构分别如图21(a)、(b)所示. 电机的初级铁心由硅钢片叠压而成，嵌入绕组后采用环氧树脂封装. 电机次级凸铁极由整块电工铁加工而成，槽内嵌入直流励磁绕组. 永磁体双面涂专用胶，用夹具将其压入两凸铁极之间固定.

被测样机装置采用3段次级单元连续安装在定子侧，动子为双边初级模块结构. 在初级模块与背板之间装设轮辐式拉压力传感器，在电机初级4个角沿法向安装微动滑块，保证动子初级模块在法向偏移的自由度，如图22所示. 通过测量双边初级所受的法向力差值，可以得到动子整体所受的法向偏置力. 为了测试电机的定位力、推力和反电势等参数，采用另一台双边直线电机作为原动机，HES-LSM作为被测电机，两者通过拉/压力传感器连接，如图23所示为HES-LSM的测试平台.

用原动机拖动试验样机匀速运动，通过拉/压力传感器检测定位力的变化. 如图24所示为有限元仿真定位力波形和实测波形的对比. 可知，实验结果与仿真结果的趋势基本吻合，测试值与仿真值的最大误差为9.4%.

HES-LSM被测电机的绕组开路，用原动机以0.54 m/s匀速拖动被测电机运行. 如图25(a)所示为双边气隙平衡、无直流励磁电流作用时单边初级三相绕组的反电势波形. 图中，E_A、E_B、E_C分别为A、B、C相的反电势. 由于电机端部开断，端部磁场畸变，导致三相电势幅值不完全对称.

如图25(b)所示为E_A的测试波形与有限元仿真波形的对比. A相实测反电势幅值为79.7 V，有限元仿真值为77.3 V，误差为3.1%. 有限元反电势频率为12 Hz，实测为12.11 Hz，误差为0.92%，误差来源于电机运行过程中速度的波动.

如图26(a)、 (b)所示分别为通入±5 A直流励磁电流时A相反电势波形的变化. 在通入正向直流励磁电流后，反电势幅值由80.86 V增加至86.02 V；在通入反向直流励磁电流后，反电势幅值由80.86 V减小至73.51 V.

为了研究直流励磁电流对初级三相电流的影响，三段次级单元中，仅在中间段次级单元中施加直流励磁电流. 在运行过程中，电机动子初级模块依次通过I_dc = 0、I_dc = 5 A和I_dc = 0 A三段次级. 以单侧电机中B相电流I_B的变化为例，得到如图27所示的电流波形. 可知，电机启动时未施加直流励磁电流，电流幅值逐渐平稳；然后施加正向直流励磁电流，I_B幅值增大；当反向直流励磁电流作用时，I_B幅值减小；在直流励磁电流作用结束后，I_B幅值重新恢复稳定.

如图28所示为双边气隙发生偏移时，直流励磁电流对双边初级所受法向力的调节效果. 图中，F_nL、F_nR分别为电机左侧初级、电机右侧初级所受的法向力. 阶段I为双边气隙平衡状态，此时双边初级所受的法向力大小相等、方向相反，动子法向合力为零，轮轨间压力最小. 阶段II为双边气隙失衡状态，此时电机双边气隙发生偏移，轮轨间压力增大. 一侧初级所受的法向力增大，另一侧初级所受的法向力减小，法向合力增量约为单侧法向力变化量的2倍. 阶段III为直流励磁电流作用阶段，通过调节直流励磁电流，使气隙减小侧的磁场减弱，气隙增大侧的磁场增强. 在直流励磁电流的作用下，电机的法向合力再次减小为零，降低了轮轨间压力.

在直流励磁电流的作用下，电机的推力和法向力变化如图29所示. 在直流励磁电流的作用下，法向合力呈阶跃状上升；在直流励磁电流作用结束后，法向偏置力迅速下降，法向合力受直流励磁电流的动态调节效果明显，电机的推力基本不受直流励磁电流的影响.

(1) HES-LSM混合励磁次级将永磁体、励磁绕组和凸铁极集成在一起，充分利用了次级空间，直流励磁磁路和永磁磁路为并联磁路，无退磁风险.

(2)当次级凸铁极磁通密度未饱和时，初级的法向受力与直流励磁电流呈线性关系；当凸铁极磁通密度趋于饱和时，初级法向受力的增长趋势变缓. 随着电机负载的增加，直流励磁电流对法向力的调节能力降低. 在轻载工况下，单位直流励磁电流具有更好的法向力调节效果. 重载时，需要更大的直流励磁电流来调节法向力，使得双边气隙恢复平衡.

(3)直流励磁电流对双边初级法向力的调节效果显著，对电机输出推力的影响较小，因此可以在保持电机输出推力基本不变的情况下，通过改变直流励磁电流，实现法向力的可控调节.