为了研究增程器用AFPM电机设计的可行性与合理性，本文对AFPM与RFPM同步电机的电磁性能进行了对比分析。首先，对两种不同拓扑结构电机的磁通路径进行概述；其次，利用有限元方法对电机进行优化设计；最后，对电机空载、负载工况下的电磁性能进行对比及分析，可为增程器发电机的设计提供一定的参考依据。
AFPM与RFPM电机虽同属于永磁同步电机，但两者在电机结构、磁通路径方向以及定子制造方面存在较大差异。
图1为AFPM与RFPM电机模型，两种电机的主要部件均由定子部分(定子铁心与绕组)与转子部分(永磁体与转子铁心)组成。AFPM电机定子铁心与转子铁心的外径与内径保持一致，轴向长度不同，定子部分与转子部分轴向方向相对装配；而RFPM电机转子部分装配于定子部分内部，这种结构的定子铁心与转子铁心的轴向长度保持一致。两种拓扑结构电机装配方式的不同，导致两者在结构上差异较大。
AFPM电机与RFPM电机的磁通路径走向如图2、图3所示，图中虚线为某一对N、S极产生的磁通路径闭合回路。两种拓扑结构电机的磁通路径走向基本相同，均由N极永磁体发出，经气隙、定子部分、气隙、S极、转子铁心，最终回到N极构成回路。但两种拓扑结构电机的磁通路径方向却不同，AFPM电机整个磁通路径的方向为先轴向、后经定子轭部周向闭合，随后轴向方向向S极闭合，最终经转子盘周向进行闭合构成整个回路；RFPM电机的磁通路径方向为先径向、后经定子轭部周向闭合，随后径向方向向S极闭合，最终经转子铁心周向进行闭合构成整个回路。
AFPM电机的磁通路径方向与转轴方向平行且沿轴向与周向闭合，而RFPM电机的磁通路径与转轴方向垂直且沿径向与周向闭合。AFPM电机内部空间较大，更有利于电机散热。通常为了进一步降低定子绕组产生的损耗与端部用铜量，多采用分数槽集中绕组，可以在一定程度上提升电机效率、降低成本。
对于RFPM电机而言，为了降低定子铁心损耗，通常用开槽的硅钢片轴向叠压制成定子铁心，将绕组缠绕于定子齿上，利用槽楔对槽口进行封闭，防止绕组脱落。
而AFPM电机定子制造方式多样，比较常见的制造方式有两种：利用全自动冲卷机对定子卷绕制成；定子齿、定子轭与绕组三部分拼接而成。
图4为卷绕定子铁心模型。这种卷绕而成的定子铁心损耗较小，但该结构对绕组进行绕制时，由于电机内径处空间狭小，绕组安装较困难，且内径处电负荷较大，使得绕组温度较高。图5为拼接定子铁心图。先将绕组缠绕于定子齿部，再将多个定子齿与叠压而成的定子轭拼接，形成定子部分。这种结构的特点是绕线方便，可减少绕组端部长度，同时可以降低感应电动势谐波；但定子齿为实体，导致其涡流损耗较大；该定子结构由多个部件组成，装配过程较复杂。
AFPM电机与RFPM电机内部永磁体的形状均为扇形结构，AFPM电机结构的特殊性，导致其永磁体和电机定转子的内径与外径尺寸相同，进而使得永磁体产生的每极磁通形状也为扇形结构，电机内部气隙磁密沿着径向方向发生变化，而且随着半径的增加，气隙磁密沿着轴向方向也发生变化，因此，AFPM电机内部磁场为三维结构，不能简单地将模型等效为二维直线电机来求解，只能采用三维模型对其进行电磁场计算。RFPM电机气隙磁密仅在径向方向发生变化，而在轴向方向的气隙磁密基本保持不变，气隙磁密的波形、大小与电机的轴长无关，因此，RFPM电机的电磁场求解计算可采用二维模型或三维模型。
AFPM电机气隙磁场不仅沿径向进行变化，而且不同半径处的磁密也发生变化，气隙磁场为三维形状，因此，需要对AFPM电机的三维模型进行求解。此外，为了优化电机的性能，通常改变电机结构来改善电机的输出性能，二维模型不能直观地反映所优化的新结构。因此，本文利用ANSYS有限元求解方法对AFPM电机与RFPM电机采用三维模型进行瞬态场求解计算。电机模型如图1所示。
为了使两种不同拓扑结构电机具有可对比性，还应该保证电机的一些技术参数相同，需要对电机的设计要求施加约束条件。约束条件如下：
在满足增程器发电机设计要求与电机对比约束条件的情况下，电机的设计还应该考虑两种不同拓扑结构电机本身的特点。热负荷代表电机内部绕组发热情况，AFPM电机内部空间较大，散热性能优于RFPM电机，但AFPM电机定子内径处的绕组端部堆叠导致端部长度较长。因此，AFPM电机定子内径不宜太小，通常设计AFPM电机为扁平结构；RFPM电机根据尺寸公式可以设计为扁平结构或细长结构。增程器发电机对电机体积要求严格，应尽量缩小电机体积。RFPM电机的输出功率与定子内径的平方成正比，因此，本文的RFPM电机采用扁平结构来缩小电机体积、减少材料用量。电机结构参数如表2所示。
空载反电动势是衡量发电机性能的主要指标之一，通过对波形及数值的分析，可以判断电机的运行状态和输出电压的能力。图6为AFPM电机与RFPM电机空载反电动势波形，其有效值分别为209.34 V与208.43 V。
由于永磁同步电机气隙磁场含有高次谐波，使得感应的空载反电动势也含有高次谐波成分，其中谐波含量占基波含量的百分比为电压波形总谐波失真率THD，电压波形畸变率表达式：
图7为空载反电动势波形傅里叶分解图。从图7中可以看出，AFPM电机比RFPM电机的3、5、9、17次谐波含量多，而RFPM电机比AFPM电机的7、11、13、19次谐波含量多。由式(1)计算可得，AFPM与RFPM电机电压波形总谐波失线%，AFPM电机谐波含量较少，THD较小；AFPM电机比RFPM电机的空载反电动势波形正弦性好。
齿槽转矩是由永磁体的磁场磁能随转子机械角位置的变化而引起的转矩波动，在电机运行时产生振动与噪声，从而影响电机的性能。因此，齿槽转矩是衡量电机平稳运行的主要指标之一。图8为AFPM与RFPM电机齿槽转矩波形图。两种不同结构电机的齿槽转矩峰峰值分别为14.9 N·m与5.26 N·m，RFPM电机齿槽转矩较小。
功率密度S是指电机单位特性质量所作的功率，功率密度是衡量电机设计的综合参数指标，计算公式如下：
式中：P为发电机输出视在功率(发电机接纯电阻负载时，功率因数近似为1，输出视在功率可用电机输出有功功率表示)；m为特性质量。特性质量是指能全面有效地描述电机导电、导磁材料的质量，它是用来计算功率质量密度的充分条件。
由式(2)可知，计算电机的功率密度需知电机输出有功功率与电机各部分有效材料质量，图9为AFPM与RFPM电机接纯电阻负载时输出功率波形图。表3为电机各部分有效材料质量数据。AFPM与RFPM电机输出功率的平均值分别为12.08 kVA与11.21 kVA，其中AFPM电机输出功率波形较大，主要是由于空载齿槽转矩峰峰值较大的原因。
由表3与图6可知，产生同样大小的空载反电动势，AFPM电机比RFPM电机所需永磁体更多；此外，AFPM电机绕组端部较长，导致绕组用量也较多。由式(2)计算可得，AFPM电机与RFPM电机的功率密度分别为1.175 kVA/kg与1.022 kVA/kg，AFPM电机比RFPM电机功率密度高14.97%。结论显示，单定子单转子结构的AFPM电机功率密度更高，材料利用率更高。
损耗大小决定了电机的运行效率，其中铁耗、永磁体涡流损耗、铜耗是电机总损耗的主要部分。图10、图11分别为两种不同拓扑结构电机在不同转速下定转子铁心损耗、永磁体涡流损耗的变化曲线可知，两种不同拓扑结构电机的铁心损耗与永磁体涡流损耗在低速(
<1 000 r/min)时相差较小；随着电机转速的提高，rfpm电机产生的铁心损耗要远高于afpm电机，afpm电机的永磁体涡流损耗高于rfpm电机。在保证电机定子齿部、定子轭部、气隙磁密基本相近的情况下，铁心损耗与永磁体涡流损耗的大小仅与电机所用有效材料的体积有关，这就是两种不同拓扑结构电机具有较大损耗差异的主要原因，由表3可知，相比于rfpm电机，afpm电机所用铁心材料少，所用永磁体材料多。
图12为两种不同拓扑结构电机在不同转速下的电机绕组铜耗变化曲线。RFPM电机所用铜材料比AFPM电机少，但求解结果显示，RFPM电机绕组铜耗略却高于AFPM电机。由式(3)可知，产生该现象的主要原因是在保证空载反电动势有效值、气隙磁密基本一致的情况下，两种不同拓扑结构电机的绕组截面积Ac1与并联支路数a1一致，则绕组铜耗的大小仅与并绕根数Nt1有较大关系。由于设计两种不同拓扑结构发电机的输出功率要完全保持一致难度较。