歐金生， 雷 雄， 尹曾鋒

(湘潭電機股份有限公司 海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與檢測國家重點實驗室，湖南 湘潭 411101)

大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的電磁設(shè)計

歐金生， 雷 雄， 尹曾鋒

(湘潭電機股份有限公司 海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與檢測國家重點實驗室，湖南 湘潭 411101)

以3.2MW半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機為例，分析了發(fā)電機極數(shù)、極槽配合選取、轉(zhuǎn)子磁極結(jié)構(gòu)、氣隙值選取等對發(fā)電機性能的影響。建立了發(fā)電機的電磁場有限元計算模型，對發(fā)電機的輸出性能進(jìn)行了仿真分析計算。計算結(jié)果表明發(fā)電機達(dá)到了較高的技術(shù)指標(biāo)要求。這為大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的優(yōu)化設(shè)計提供了一些有意義的參考。

半直驅(qū)； 永磁風(fēng)力發(fā)電機； 極槽配合； 磁極結(jié)構(gòu)

0 引 言

隨著風(fēng)力發(fā)電機向著單機大型化的發(fā)展，風(fēng)力機的轉(zhuǎn)動速度更加緩慢，但輸出功率等級卻不斷增加。對于單機容量3MW以上的風(fēng)力發(fā)電機，直驅(qū)式發(fā)電機體積巨大、成本高的劣勢更加明顯；雙饋式發(fā)電機組齒輪箱的可靠性問題也更加突出。相對于直驅(qū)式，半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的體積重量大幅降低，解決了發(fā)電機巨大帶來的成本及裝卸等問題；其齒輪箱傳動比較低，使得傳動環(huán)節(jié)易于維護(hù)，可靠性大幅提高?？梢哉f，此種機型融合直驅(qū)型和雙饋型風(fēng)機兩者的優(yōu)點，是未來風(fēng)力發(fā)電發(fā)展的趨勢之一[1-2]。

目前，國內(nèi)對直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的研究較多，而半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的研究則相對較少。大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機相對于直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的轉(zhuǎn)速、功率密度均有較大幅度的提高，其設(shè)計參數(shù)的選取，特別是磁極結(jié)構(gòu)、極數(shù)、極槽配合的選擇等與直驅(qū)式均有所不同。本文以3.2MW半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機為例，對其電磁設(shè)計的一些關(guān)鍵問題進(jìn)行分析。

1 電磁設(shè)計參數(shù)的確定

1.1 技術(shù)指標(biāo)要求

3.2MW半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的主要技術(shù)指標(biāo)要求如表1所示。

表1 3.2MW半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機技術(shù)指標(biāo)

1.2 主要尺寸的選擇

與傳統(tǒng)旋轉(zhuǎn)電機一致，大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機主要尺寸滿足電機常數(shù)關(guān)系式[3]：

(1)

相對于直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機，半直驅(qū)式發(fā)電機的功率密度高、頻率高、散熱面積小，需選取相對較低的電磁負(fù)荷A、Bδ。如冷卻條件得到加強后，則可適當(dāng)提高電磁負(fù)荷。

較小的主要尺寸比lef/D可增加發(fā)電機轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動慣量，以提高陣風(fēng)或強風(fēng)時風(fēng)機運行的平穩(wěn)性。因此，大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機一般選取較小的lef/D，即較為“扁平”的結(jié)構(gòu)。

1.3 極數(shù)、極槽配合的選擇

在轉(zhuǎn)速一定的條件下，發(fā)電機極數(shù)越多則頻率越高。較高的工作頻率會導(dǎo)致發(fā)電機鐵心損耗、機組變流器的整流側(cè)元件的開關(guān)損耗過高。極數(shù)越少，則發(fā)電機定子線圈端部、鐵心軛部尺寸越大，從而導(dǎo)致發(fā)電機的功率密度降低。大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的極數(shù)選取需考慮上述因素。因轉(zhuǎn)速相對于直驅(qū)式高，半直驅(qū)式發(fā)電機的極數(shù)選取小于直驅(qū)式發(fā)電機。本次設(shè)計選取發(fā)電機的極數(shù)為24，則發(fā)電機額定頻率為70Hz。

相對于直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機，半直驅(qū)式發(fā)電機轉(zhuǎn)速相對較高，其齒槽轉(zhuǎn)矩對機組的振動及低風(fēng)速下的起動影響更大，必須對齒槽轉(zhuǎn)矩加以抑制。

在定轉(zhuǎn)子相對位置變化一個定子齒距的范圍內(nèi)，齒槽轉(zhuǎn)矩呈周期數(shù)Np變化，其值由極槽數(shù)的配合決定。周期數(shù)Np越大，齒槽轉(zhuǎn)矩的幅值越小[4-5]。

(2)

式中：p——電機的極對數(shù)；

Z——電機定子槽數(shù)；

GCD(Z,2p)——槽數(shù)和極數(shù)的最大公約數(shù)。

在電機極數(shù)、相數(shù)m確定的條件下，定子槽數(shù)決定于每極每相槽數(shù)q：

Z=2pmq

(3)

由式(2)、式(3)可得出，電機齒槽轉(zhuǎn)矩的幅值隨著q值最簡分?jǐn)?shù)分母的增大而減小。表2給出了該電機比較適中的不同q值下的齒槽轉(zhuǎn)矩占額定轉(zhuǎn)矩的比值。

表2 發(fā)電機不同q值下的齒槽轉(zhuǎn)矩

但隨著q值最簡分?jǐn)?shù)分母(1、2、4、8…)的增大，發(fā)電機的最大可取并聯(lián)支路數(shù)變小?？紤]全功率變流器成本的因素，3.2MW半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的額定電壓仍采用低壓 690V，就使得電機繞組電流較大。如繞組并聯(lián)支路數(shù)較少，定子線圈則需采用較多的每導(dǎo)體并繞根數(shù)，將導(dǎo)致線圈本身產(chǎn)生較大的環(huán)流損耗。要解決環(huán)流損耗的問題，則需采用端部換位線圈[3]，也將增加線圈的制造成本。

綜合考慮上述因素，該發(fā)電機選取q為9/4，則定子槽數(shù)為162，即采用24極/162槽的極槽配合，繞組并聯(lián)支路數(shù)取最大值6。另外，采用分?jǐn)?shù)槽繞組后，還消除了繞組中的齒諧波，改善了發(fā)電機電壓波形，并降低了雜散損耗。

1.4 磁極結(jié)構(gòu)設(shè)計

永磁電機磁極主要分為表貼式和內(nèi)置式兩種。相對于表貼式，內(nèi)置式磁極的永磁體渦流損耗較小，且對于大型電機，采用單極式的內(nèi)置式磁極結(jié)構(gòu)，更有利于保護(hù)永磁體及磁極的拆卸與安裝維護(hù)。兆瓦級直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機通常采用單極式的內(nèi)置式磁極結(jié)構(gòu)，如圖1所示。

圖1 直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的磁極結(jié)構(gòu)

半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機轉(zhuǎn)速比直驅(qū)式高，如采用相同的磁極結(jié)構(gòu)，其永磁體和極靴產(chǎn)生的離心力可達(dá)到直驅(qū)式的數(shù)十倍甚至上百倍。這將導(dǎo)致磁橋處的機械應(yīng)力水平大大超過材料允許的極限。為解決該問題，本文對該磁極結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，在磁極鐵心上增加了一加強筋，具體如圖2所示。

圖2 半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機磁極結(jié)

改進(jìn)后的磁極結(jié)構(gòu)雖漏磁系數(shù)有所增加，但磁橋處的機械應(yīng)力水平大大降低，可滿足轉(zhuǎn)速相對較高的大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的使用要求。

內(nèi)置式磁極結(jié)構(gòu)的永磁體渦流損耗較小，但還可以采取一定措施進(jìn)一步降低其渦流損耗，即增加極靴的厚度尺寸。圖3為不同極靴厚度下的永磁體渦流損耗值。

圖3 永磁體渦流損耗隨極靴厚度的變化

從圖3可看出，永磁體的渦流損耗隨極靴厚度的增加而降低。但增加極靴厚度，會導(dǎo)致磁極鐵心重量增加，從而增加電機重量和制造成本。極靴厚度的選取應(yīng)綜合考慮上述因素，一般取10～15mm。

1.5 氣隙值的選取

氣隙值的選取主要考慮其對電機空載電壓波形畸變率、固有電壓調(diào)整率、電樞反應(yīng)電抗、漏磁系數(shù)、雜散損耗及永磁體用量的影響。

在其他參數(shù)不變的前提下，電機的空載電壓波形畸變率、固有電壓調(diào)整率、電樞反應(yīng)電抗、鐵心表面損耗均隨著氣隙值的增大而減小。但漏磁系數(shù)和永磁體的用量隨氣隙值的增大而增大，從而會導(dǎo)致電機重量和制造成本的提高。

另外，如前文所述，發(fā)電機繞組需采用多路并聯(lián)形式。適當(dāng)增加氣隙值，可降低氣隙偏心造成的各并聯(lián)支路感應(yīng)電動勢的不平衡量。

大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機氣隙值的選取需綜合考慮上述因素。一般地，氣隙值取4～ 8mm。

1.6 永磁體最大去磁工作點的計算

(4)

式中：λn——主磁導(dǎo)標(biāo)幺值；

λσ——漏磁導(dǎo)標(biāo)幺值；

f——頻率；

N——每相串聯(lián)匝數(shù)；

Br——永磁體剩磁密度；

Am——永磁體磁通面積；

KΦ——磁場波形系數(shù)；

IN——定子電流；

R1——定子相電阻；

X1——定子漏電抗；

Xaq——交軸反應(yīng)電抗；

ψk——穩(wěn)態(tài)短路時的內(nèi)功率因數(shù)角。

在求得穩(wěn)態(tài)短路電流倍數(shù)后，可按式(5)計算永磁體的最大去磁工作點bmh：

(5)

式中：bmN——永磁體額定負(fù)載工作點。

經(jīng)計算，該電機的穩(wěn)態(tài)短路電流倍數(shù)為1.78，永磁體的最大去磁工作點為0.43，大于永磁材料的拐點值0.15，永磁體不會產(chǎn)生不可逆退磁。

2 有限元仿真分析

大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機需經(jīng)整流、逆變后輸出，發(fā)電機內(nèi)部電流波形不是正弦波，存在大量的諧波，如仍采用正弦工頻的鐵耗計算方法是不精確的[7]。為精確計算定子鐵耗及永磁體渦流損耗，需采用有限元法。另外，磁路法對發(fā)電機的空載電壓波形、齒槽轉(zhuǎn)矩值的計算誤差相對較大，也需采用有限元法進(jìn)行計算和校核。

根據(jù)設(shè)計實例，利用Ansoft有限元分析軟件Maxwell 2D模塊建立仿真分析模型。根據(jù)對稱性，取發(fā)電機整圓的1/6進(jìn)行建模，如圖4所示。仿真分析的主要結(jié)果如圖5～圖11所示。

圖4 電機有限元仿真模型

圖5 磁通分布圖

圖6 磁密分布云圖

從圖5可看出磁力線分布合理，漏磁較小。從圖6可看出，轉(zhuǎn)子磁極的磁橋和加強筋處的磁密達(dá)到了2.4T以上，高度飽和，起到了隔磁作用。

從圖7可看出，空載氣隙磁密波形基本上為一平頂波，且受定子開槽影響，發(fā)生了較大的畸變，為“鋸齒”形。由于該發(fā)電機定子繞組采用了9/4分?jǐn)?shù)槽“Y”接法的5/6短距繞組，定子繞組線間感應(yīng)反電勢中的3及3的倍數(shù)次、5次、7次、齒諧波均得到了抑制或消除。從圖8可看出，空載線電壓波形的正弦性較好，通過傅里葉變換計算后，得出空載線電壓波形畸變率僅為0.87 %，滿足國標(biāo)不大于5%的要求。

圖7 空載氣隙磁密波形

圖8 空載三相線電壓波形

從圖9可得出，齒槽轉(zhuǎn)矩峰值為520N·m，僅為額定轉(zhuǎn)矩的0.58%，滿足行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)不大于1%的要求。

圖9 齒槽轉(zhuǎn)矩波形

負(fù)載定子鐵心損耗及永磁體渦流損耗如圖10、圖11所示，定子鐵心損耗平均值為10.2kW，永磁體渦流損耗平均值為1.24kW。

圖10 負(fù)載定子鐵心損耗

圖11 負(fù)載永磁體渦流損耗

3 設(shè)計結(jié)果分析

運用磁路法及有限元仿真分析計算得出 3.2MW 半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的性能參數(shù)后，將其一些性能指標(biāo)與現(xiàn)有同功率等級的直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機和雙饋式風(fēng)力發(fā)電機產(chǎn)品進(jìn)行對比，具體如表3所示。

表3 半直驅(qū)式、直驅(qū)式及雙饋式風(fēng)力發(fā)電機性能對比

從表3中可看出，半直驅(qū)式的效率是最高的。直驅(qū)式因轉(zhuǎn)速低導(dǎo)致定子用銅量大，從而銅耗大，效率相對較低。雙饋式轉(zhuǎn)速高、轉(zhuǎn)子為交流電勵磁，其機械損耗和轉(zhuǎn)子損耗大于半直驅(qū)式，效率也比半直驅(qū)式低。

考慮到半直驅(qū)式的散熱面積比直驅(qū)式小，故取相對較低的熱負(fù)荷。在此前提下，半直驅(qū)式的

主要材料用量和電機總重量均大大低于直驅(qū)式。其永磁體的用量僅為直驅(qū)式的18%，銅用量為22%，總重量為23.6%。相對于雙饋式，半直驅(qū)式的電機總重量僅增加了60%。

4 結(jié) 語

大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機與直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機有相似之處，但又有其特點。本文根據(jù)大型半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機的特點，對其電磁設(shè)計參數(shù)的選取，特別是極槽配合、磁極結(jié)構(gòu)優(yōu)化進(jìn)行了分析計算，得出了一些有意義的結(jié)論；并運用有限元分析軟件對發(fā)電機模型進(jìn)行了仿真分析，分析結(jié)果表明，發(fā)電機達(dá)到了較高的技術(shù)指標(biāo)要求。

通過對比同功率等級的半直驅(qū)式、直驅(qū)式和雙饋式風(fēng)力發(fā)電機的性能參數(shù)，得出半直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電機在大型風(fēng)機上有自身的優(yōu)勢，是未來大型風(fēng)力發(fā)電，特別是大型海上風(fēng)力發(fā)電的發(fā)展趨勢。

[1] 王俊成.1.5MW半直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機設(shè)計及關(guān)鍵技術(shù)研究[D].濟南： 山東大學(xué),2010.

[2] 祝令帥.1.5MW永磁半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機電磁場與溫度場計算與分析[D].哈爾濱: 哈爾濱理工大學(xué),2010.

[3] 陳世坤.電機設(shè)計[M].北京: 機械工業(yè)出版社,2000.

[4] 袁世鵬.兆瓦級永磁半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機電磁與傳熱的數(shù)值計算[D].哈爾濱: 哈爾濱理工大學(xué),2011.

[5] 王秀和,丁婷婷,楊玉波,等.自起動永磁同步電動機齒槽轉(zhuǎn)矩的研究[J].中國電機工程學(xué)報,2005,25(18): 167-170.

[6] 唐任遠(yuǎn).現(xiàn)代永磁電機——理論與設(shè)計[M].北京: 機械工業(yè)出版社,1997.

[7] 黃平林,胡虔生,崔揚,等.PWM變頻器供電下電機鐵心損耗的解析計算[J].中國電機工程學(xué)報,2007,27(12): 19-23.

Electromagnetic Design of Large Power Half-Direct-Driven Permanent Magnet Wind Power Generator

OUJinsheng,LEIXiong,YINZengfeng

(State Key Laboratory of Off-Shore Wind-Power Technology and Testing, XEMC, Xiangtan 411101, China)

Exemplarily, a 3.2 megawatt half-direct-driven permanent magnet wind generator was designed. The number of poles, pole and slot matching, the magnetic pole structure of rotor and the size of air gap affect the performance of the generator. All of these affection was researched. The model of generator for finite element analysis has been formed. The result of the finite element analysis indicated that the performance of the generator was excellent. Some meaningful references for the design and optimize of large power half-direct-driven permanent magnet wind power generator was presented.

half direct driven; permanent magnet wind power generator; pole and slot matching; magnetic pole structure

歐金生

TM 315

A

1673-6540(2015)05-0058-05

2014-10-23