楊衛(wèi)平， 袁龍生， 趙朝會

(上海電機學院電氣學院，上海 200240)

0 引言

在能源短缺的今天，作為可再生能源的風能成為研究熱點之一，風力發(fā)電也引起了各國學者的不斷關注。

文獻［1］通過對幾種常見的永磁直驅(qū)同步發(fā)電機(DDPMG)類型(徑向結構發(fā)電機、軸向結構發(fā)電機)的研究，設計了一臺具有輔助磁極的切向磁鋼直驅(qū)發(fā)電機［2］，該電機為切向結構和徑向結構的組合，減小了轉軸側永磁體的漏磁，提高了氣隙磁密;但電機結構復雜，鐵心損耗嚴重。文獻［3］介紹了一個軸向磁通永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，并優(yōu)化設計了100 kW的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，但該電機的氣隙磁密較低，功率密度難以提高，導致材料利用率較低。文獻［4］介紹了10 MW永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，雖然其結構簡單、工作可靠，但電機定、轉子之間的電磁吸力較大，使得電機的結構重量大，要求電機有一定的結構剛度。

為了解決傳統(tǒng)DDPMG結構重量大、齒槽轉矩嚴重、鐵心損耗較大且定、轉子之間存在電磁吸力等問題，文獻［5］提出了一種定子無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的結構，該電機重量得到了很大程度地減輕，但氣隙磁密相對較低，高功率密度難以滿足。

本文采用Ansoft軟件中的Maxwell2D平臺，優(yōu)化了傳統(tǒng)永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的極數(shù)、磁鋼寬度和厚度，并對定、轉子分別為導磁材料和非導磁材料三種組合的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機進行了建模與仿真，分析比較了這三種發(fā)電機的優(yōu)、缺點;最后，為了降低永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的結構、重量，并且保持較高的氣隙磁密，提出了永磁體采用Halbach陣列的新型無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機。

1 永磁直驅(qū)風力發(fā)電機結構參數(shù)的選取及優(yōu)化

1.1 永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的結構

圖1為永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的結構圖，表1顯示了電機的主要結構參數(shù)。

圖1 電機的結構圖

表1 電機的結構參數(shù)

1.2 永磁直驅(qū)風力發(fā)電機極數(shù)、磁鋼厚度和磁鋼寬度的確定

圖1所示的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，極數(shù)P與磁鋼寬度bm決定了電機極弧系數(shù)α的大小。在極距τ相同(即極數(shù)一定)時，磁鋼寬度bm窄，則極弧系數(shù)α就小，電機氣隙磁密Bδ相對就較低;磁鋼寬度bm寬，則極弧系數(shù)α就大，電機氣隙磁密Bδ就相對較高。但bm過寬時，將出現(xiàn)極間漏磁，使得Bδ增加不多。

1.2.1 極數(shù)的選擇

在磁鋼寬度bm=33 mm、極數(shù)不同時，極弧系數(shù)和氣隙磁密Bδ的變化情況，如表2所示。

由表2可以繪制出圖2所示在磁鋼厚度hm=12 mm和磁鋼寬度bm=33 mm時，電機極數(shù)P與氣隙磁密Bδ之間的關系曲線。

由圖2可看出:在磁鋼厚度、磁鋼寬度、氣隙一定的情況下，隨著極數(shù)的增加，氣隙磁密逐漸增大;但當極數(shù)增大到50時，氣隙磁密的增加量明顯減小，原因是隨著極數(shù)的增加，電機極間漏磁增大，這一點可以從圖3看出，圖3所示為不同極弧系數(shù)下(即不同極數(shù))電機的磁力線分布。

表2 氣隙磁密Bδ隨極數(shù)的變化情況

圖2 極數(shù)P與氣隙磁密Bδ的關系

圖3 不同極弧系數(shù)下電機的磁力線分布

由以上討論可知，為了保證永磁直驅(qū)風力發(fā)電機較高的氣隙磁密和較小的極間漏磁，選取電機的極數(shù)為50，即極弧系數(shù)為0.875。

1.2.2 磁鋼寬度的選擇

圖4為P=50、磁鋼厚度hm=12 mm的情況下，磁鋼寬度bm與電機氣隙磁密之間的關系。

由圖4可以看出:在極數(shù)P、磁鋼厚度、氣隙一定的情況下，隨著磁鋼寬度的逐漸增加，氣隙磁密逐漸增大，但當磁鋼寬度增加到33 mm時，氣隙磁密的增加量減小，原因是極間漏磁的增加。因此，選取合適的磁鋼寬度為33 mm。

圖4 磁鋼寬度bm不同時，氣隙磁密Bδ的變化情況

1.2.3 磁鋼厚度hm的選擇

永磁直驅(qū)風力發(fā)電機中，電機的磁動勢取決于磁鋼厚度hm:磁鋼厚度hm薄，電機中的磁勢就小，氣隙磁密較低;磁鋼厚度hm增厚，電機的氣隙磁密增大。但當磁鋼厚度hm增加到一定程度時，氣隙磁密的增加量減小，而增加磁鋼厚度又會提高電機的制造成本，因此hm存在一個最優(yōu)值。

在P=50，磁鋼寬度bm=33 mm的情況下，磁鋼厚度hm與氣隙磁密之間的關系如圖5所示。

圖5 磁鋼厚度hm與氣隙磁密Bδ的關系

由圖5可看出:在極數(shù)、磁鋼寬度和氣隙一定的情況下，隨磁鋼厚度的增加，氣隙磁密逐漸增大，但當磁鋼厚度大于12 mm后，氣隙磁密的增加量減小。因此，選取合適的磁鋼厚度為12 mm。

1.3 不同定、轉子材料的三種永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的對比分析

傳統(tǒng)的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機由于結構重量大、齒槽轉矩嚴重、鐵心損耗大且定、轉子之間存在電磁吸力，使得電機高空安裝困難、電機軸承使用壽命短和發(fā)熱嚴重，這些缺點限制了永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的推廣和應用。為了解決以上問題，對比分析了以下三種不同定、轉子材料的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機在相同結構尺寸下的氣隙磁密大小:(1)定子為非導磁材料，轉子為導磁材料，磁鋼采用徑向充磁方式;(2)定子為非導磁材料，轉子也為非導磁材料，磁鋼采用徑向充磁方式;(3)定子為導磁材料，轉子也為導磁材料，磁鋼采用徑向充磁方式。

比較時電機的結構參數(shù)如下:P=50，磁鋼厚度hm=12 mm，磁鋼寬度bm=33 mm，通過改變定、轉子材料，用Maxwell2D計算了氣隙長度與氣隙磁密的關系，如圖6所示。

圖6 氣隙δ與氣隙磁密Bδ的關系

由圖6可以看出，在氣隙大小相同的情況下，電機的定、轉子均為導磁材料時，氣隙磁密明顯高于其他兩種情況;而且定、轉子都為非導磁材料時氣隙磁密最低。三種永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的定性對比如表3所示。

表3 不同定、轉子材料的三種永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的定性比較

由表3可看出，定、轉子均為非導磁材料的電機氣隙磁密相對較低，但其結構重量輕，且不存在齒槽轉矩和定、轉子之間的電磁吸力，在風力發(fā)電機中具有很大的應用潛力。因此，如何在結構重量較輕、齒槽轉矩為零和不存在定、轉子之間電磁吸力的情況下，盡可能提高氣隙磁密成為一個新的研究熱點。

2 Halbach列無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機

2.1 Halbach列

圖6和表3均說明無鐵心電機雖然電機的氣隙磁密較低，但電機結構重量最輕，且無齒槽轉矩和定轉子間電磁吸力。為了提高無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的氣隙磁密，提出轉子中應用Halbach列永磁結構的新型無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機。

Halbach列是美國學者Klaus Halbach提出的一種新穎的永磁體排列方式，它分為平面陣列和曲面陣列。曲面陣列的Halbach有內(nèi)轉子永磁體和外轉子永磁體兩種排列。圖7所示的是外轉子Halbach陣列。對外轉子Halbach陣列，磁場分布在Halbach列磁體的外部，其內(nèi)部磁場幾乎為零，即在Halbach列中形成單邊磁場的永磁陣列本身就為磁場提供了通路，而另一邊幾乎不受磁場的影響，這被稱為Halbach列的自屏蔽(Self Shielding)效應［8］。

圖7 典型Halbach列

在永磁直驅(qū)風力發(fā)電機中，應用Halbach列的自屏蔽效應，可使電機轉子材料有較大的選擇余地，本來為磁場提供通路的導磁材料也可以用非導磁材料代替，這在提高電機功率密度的同時也極大地減少了電機定、轉子之間的定位轉矩和鐵心損耗。

2.2 Halbach列無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的仿真

定、轉子都為非導磁材料的情況下，在P=50，磁鋼厚度hm=12 mm，磁鋼寬度bm=33 mm的條件下建模，其充磁方向如圖8所示，圖9為其磁力線分布情況，氣隙δ不同時電機的氣隙磁密Bδ的變化情況如圖10所示。

圖8 磁鋼充磁方向

圖9 Halbach永磁電機的磁力線分布

圖10 氣隙δ與氣隙磁密Bδ的關系

由圖10可看出:在氣隙較小時，Halbach列無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的氣隙磁密大小接近于定、轉子都為導磁材料的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，由此可看出Halbach陣列對于提高無鐵心電機氣隙磁密具有良好的效果;在實際應用中，加入Halbach列的新型無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機不僅轉子側可以使用工程塑料或其他非導磁質(zhì)量較輕的材料，而且定子側也可以換成非導磁材料，這樣在保證了電機結構重量較輕的同時也不會降低電機的氣隙磁密。

3 Halbach列電機與傳統(tǒng)電機氣隙磁密和重量的比較

根據(jù)上述討論，比較了定、轉子均為導磁材料，定、轉子均為非導磁材料，定子為非導磁材料、轉子為導磁材料和Halbach列的新型無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機4種結構的永磁直驅(qū)風力發(fā)電機，計算了4種情況下電機的重量、氣隙磁密和重量百分比浮動，如表4所示。

表4 不同情況下的電機重量和氣隙磁密參數(shù)

表4中，重量僅包括定子、轉子、磁鋼和Halbach列的重量，L代表該電機的長度。以情況1為例計算電機的質(zhì)量:

式中:r1，r2——轉子外徑，內(nèi)徑;

r3，r4——定子外徑，內(nèi)徑;

a——磁鋼長度;

b——磁鋼厚度;

ah——Halbach 磁鋼長度;

bh——Halbach 磁鋼厚度;

ρ——不同材料的密度。

式(1)中，對材料是非導磁材料的各部分，質(zhì)量忽略不計;同理可得其他三種電機的質(zhì)量W。

表4最后一列以傳統(tǒng)永磁風力發(fā)電機為標準，給出各電機的重量百分比浮動，以情況1為例:

仿真和計算結果表明，在相同氣隙長度的情況下，雖然定、轉子均為導磁材料的電機氣隙磁密最大，但電機的結構重量最重;而Halbach列新型永磁直驅(qū)風力發(fā)電機可以在不減小電機氣隙磁密的同時，大幅度降低電機的結構重量，并能減小或者消除定、轉子之間的齒槽轉矩。

4 結語

(1)優(yōu)化了傳統(tǒng)永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的極數(shù)、磁鋼寬度和磁鋼厚度;

(2)比較分析了定、轉子材料分別為導磁材料和非導磁材料等三種情況下永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的特點;

(3)提出了Halbach列新型無鐵心永磁同步直驅(qū)風力發(fā)電機;

(4)通過仿真和計算結果驗證了Halbach列新型無鐵心永磁直驅(qū)風力發(fā)電機具有較高氣隙磁磁密、較輕的結構重量，消除了齒槽轉矩和定、轉子之間的電磁吸力，有效地解決了永磁直驅(qū)風力發(fā)電機高空安裝困難的問題，同時延長了電機的使用壽命。

［1］E Spooner.Direct coupled，permanent magnet generators for wind turbine applications［J］.IEE Proc-Electr Power Appl，1996，1(143):1-8.

［2］E Spooner，A C Williamson，G Catto.Modular design of permanent-magnet gerenators for wind turbines［C］∥IEE Proc-Electr Power Appl，1996，5(143):388-395.

［3］L Soderlund，A Koski，H Vihriala，et al.Design of an axial flux permanent magnet wind power generator［J］.IEE EDD，1997:224-228.

［4］H Polinder，D Bang，R P J O M van Rooij，et al.10 MW wind turbine direct-drive generator design with pitch or active speed stall control［C］∥Electric Machines and Drive Conference，IEEE International，2007(1):1390-1395.

［5］E Spooner，P Gordon，J R Bumby，et al.Lightweight ironless-stator PM generators for direct-drive wind turbines［C］∥ IEE Proc-Electr Power Appl，2005，1(152):17-26.

［6］趙朝會.Halbach陣列對傳統(tǒng)永磁電機的影響［J］.上海電機學院學報，2008，11(1):10-15.

［7］宋國強，趙朝會.Halbach列永磁電機的研究［J］.電機與控制應用，2008(7):10-17.