刁小燕，胡亞民，朱熀秋，陸榮華，黃建波

(江蘇大學 電氣信息工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

變速變負載無軸承永磁同步發(fā)電機懸浮力及發(fā)電性能研究

刁小燕，胡亞民，朱熀秋，陸榮華，黃建波

(江蘇大學 電氣信息工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

針對普通發(fā)電機軸承磨損嚴重的問題，提出一種無軸承永磁同步發(fā)電機。首先分析了無軸承永磁同步發(fā)電機的懸浮原理和發(fā)電原理；其次，推導了感應電壓表達式，利用麥克斯韋張量法建立懸浮力和電磁轉矩的數學模型并驗證其正確性；再次，運用參數化分析法設計并優(yōu)化了發(fā)電機結構，仿真結果驗證了發(fā)電機具有良好的懸浮力和電磁性能；另外，將設計的樣機進行試驗，驗證了該發(fā)電機具有良好的動態(tài)性能；最后針對發(fā)電機常見的變速、變負載的問題，基于有限元仿真分析了其對發(fā)電機運行性能的影響。仿真結果說明該發(fā)電機在特殊工況下具有良好的懸浮性能。研究表明提出的新型發(fā)電機具有良好的動靜態(tài)性能可以穩(wěn)定運行。

無軸承永磁同步發(fā)電機；數學模型；變負載；變轉速；性能分析

0 引 言

永磁同步發(fā)電機具有結構簡單、效率高、功率密度大、拓撲結構靈活多樣、無需電刷結構、運行可靠等諸多優(yōu)點。在風力發(fā)電機、燃氣輪發(fā)電機、航空電源、混合動力汽車、飛輪儲能系統(tǒng)電動/發(fā)電一體機等諸多場合的應用日益廣泛[1]，這對發(fā)電機運行的可靠性提出了更高的要求。由于發(fā)電機工作環(huán)境復雜多變，容易引發(fā)其定子、轉子、軸承等部件的一系列電氣或機械故障，據相關數據統(tǒng)計，其中軸承故障高達40%左右[2]。為了削弱軸承故障的影響，延長發(fā)電機的軸承使用壽命，本文提出一種永磁同步無軸承化的發(fā)電機(bearingless permanent magnet synchronous generator,BPMSG)。與傳統(tǒng)的永磁同步發(fā)電機(permanent magnet synchronous generator,PMSG)相比，BPMSG具有無摩擦、無接觸、無需潤滑和維護費用低等優(yōu)點[3-4]。

目前，國內外的研究熱點主要集中在無軸承永磁同步電機的電動狀態(tài)[5-6]。由于永磁同步電機起動和發(fā)電性能的優(yōu)越性，發(fā)電運行狀態(tài)的BPMSG作為無軸承永磁同步電機的另一種工作模式的研究正處于前期探索階段，并將成為新的研究熱點。BPMSG高速運行時轉軸與輔助軸承無機械接觸，有效解決了高速電機軸承磨損發(fā)熱的問題，因此適用于軸承難以更換的深海、航空領域。就結構而言，本文提出的BPMSG在普通的PMSG的定子上疊繞了一套懸浮力繞組。原本的轉矩繞組作為發(fā)電繞組，基于電磁感應定律感應發(fā)電。由于其控制策略和數學模型均比PMSG復雜，因此不能將PMSG的控制分析方法完全運用到BPMSG上[7]。

為此，本文結合普通PMSG和無軸承電機的運行狀態(tài)，提出了一種無軸承永磁同步發(fā)電機。首先分析了BPMSG的懸浮原理和發(fā)電原理；其次推導了發(fā)電機的感應電壓表達式，建立懸浮力和電磁轉矩的數學模型；再次基于有限元仿真和參數化分析設計了發(fā)電機的結構參數，通過仿真實驗驗證數學模型的正確性和該BPMSG具有良好的發(fā)電和懸浮性能；另外，將設計的樣機進行試驗，驗證了該BPMSG具有良好的動態(tài)性能；最后模擬在變負載、變轉速情況下，分析BPMSG的運行性能，結果驗證了BPMSG在特殊工況下具有良好的懸浮性能。

1 BPMSG懸浮原理和發(fā)電原理

1.1 繞組結構和懸浮原理

圖1為BPMSG的繞組結構和懸浮原理結構示意圖。為得到穩(wěn)定的懸浮力和較小的轉矩波動，采用表貼式轉子、36槽分布式繞組的定子結構，懸浮力繞組每極每相槽數為6，轉矩繞組每極每相槽數為3，均為整數槽結構。為了產生可控的徑向懸浮力[8]，需滿足：

(1)

其中：PG和ωG分別是發(fā)電繞組極對數和電流角頻率；PB和ωB分別是懸浮力繞組極對數和電流角頻率。轉子永磁體和發(fā)電繞組采用2對極，懸浮力繞組采用1對極。轉子在徑向上一般受到兩種電磁力：麥克斯韋力和洛倫茲力。

圖1 無軸承永磁同步發(fā)電機的繞組結構Fig.1 Winding structure of BPMSG

以a相為例，定子槽中纏繞著4極發(fā)電繞組Nga，與2極懸浮力繞組Nsa。當懸浮力繞組Nsa中未通入電流時，發(fā)電繞組產生感應磁場與永磁體合成的4極氣隙磁通φm是平衡的，將不會產生徑向力；當Nsa中通入正電流后，將會產生2極磁通φα，導致轉子左側氣隙2處磁密增加，轉子右側氣隙處磁密減小，從而產生沿x軸負方向的麥克斯韋力，使轉子向x軸負方向偏移；如果通以相反方向的電流，則會產生一個沿x軸正方向的麥克斯韋力。同理，沿y軸方向的麥克斯韋力可以通過在其他繞組中通入相應電流獲得。

無軸承永磁同步電機除了受麥克斯韋徑向力之外，還會受到洛倫茲徑向力的作用。圖1中標于繞組上的力為懸浮力繞組和發(fā)電繞組所受到的洛倫茲力，表貼式轉子表面上對應的力為其反作用力。可以看出，這兩部分洛倫茲力的合力方向為水平方向，即轉子受到了x軸方向的徑向懸浮力。可以證明，通過控制兩套繞組電流之間的相位差可以產生任意方向上的懸浮力，此閉環(huán)控制可實現發(fā)電機轉子的懸浮。

1.2 BPMSG的發(fā)電原理

BPMSG在發(fā)電過程中一般面臨變轉速、變負載的問題，需要電力電子技術對其進行穩(wěn)壓恒頻。三相不可控整流電路由于交流側會產生較大的諧波，會引起發(fā)熱和永磁體退磁等一系列問題。如圖2所示，應用PWM整流電路能有效解決上述問題[9-10]。該BPMSG的發(fā)電繞組外接PWM整流電路向負載供電。PWM整流電路可以將感應到的頻率不穩(wěn)定的交流電流轉換成便于貯存和轉化的直流電。PWM整流系統(tǒng)不僅能夠實現直流側電壓的調節(jié)，也能提高交流側發(fā)電機的功率因數、降低發(fā)電機電流的諧波。同時發(fā)電繞組磁鏈將隨轉子位置角的變化而變化，使得發(fā)電繞組線圈中產生感應電動勢，繞組形成回路產生感應電流，負載兩端形成電壓，如圖3所示。

由于轉子永磁體的極對數和懸浮力繞組的極對數不同，當沒有轉子偏心時，永磁體在懸浮力繞組中不產生感應電流，懸浮力繞組電流也不會產生轉矩，即BPMSG的懸浮力控制與發(fā)電控制是自然解耦的[8]。

2 建立BPMSG的數學模型

BPMSG是一個非線性、強耦合、多變量的系統(tǒng)。要獲得高動態(tài)性能，必須建立準確的動態(tài)模型。為了建立BPMSG的d-q軸數學模型，首先進行如下假設：1)假設發(fā)電機的磁路是線性的；2)不計鐵心飽和與漏感；3)忽略渦流和磁滯損耗；4)假設氣隙磁場呈正弦分布；5)假設轉子上沒有阻尼繞組。

圖2 BPMSG-PWM整流電路Fig.2 Rectifier circuit of BPMSG-PWM

圖3 整流電路負載電流電壓Fig.3 Load current and voltage of rectifier circuit

2.1 感應電壓數學模型

BPMSG的三相磁鏈方程可寫為

(2)

本模型所研究的是表貼式發(fā)電機，轉子磁鏈呈正弦分布。若A相定子繞組與a相轉子軸線之間的電角度為θr，則θr=ωrt+θ0。式中：ωr是轉子電角速度(rad/s)；θ0是A相定子繞組與轉子軸線之間初始角度(rad)。由于三相對稱電流滿足ia+ib+ic=0，令等效電感Ls=L-M，可得：

(3)

由上式可知，BPMSG在三相坐標系下的數學模型可以等效為三相星形連接的對稱電路，且每相電壓都由反電勢、電感和電阻上面的電壓三部分構成。

2.2 懸浮力的數學模型

根據BPMSG原理，氣隙磁場是由發(fā)電繞組，永磁轉子和懸浮力繞組產生的磁場相互作用產生。三者產生的磁動勢基波分量分別為：

(4)

式中：F1m,Ffm,F2m分別為發(fā)電繞組、永磁轉子和懸浮力繞組產生的氣隙磁動勢基波幅值；φ為氣隙中任意處與x軸的夾角；λ1,μ1,μf為電機氣隙中各個氣隙磁動勢基波對應的初始相位角；ω為發(fā)電繞組和懸浮力繞組電流的電角頻率；pG、pB分別為發(fā)電繞組和懸浮力繞組極對數。由于發(fā)電繞組和永磁轉子所產生的磁場都是pG對極，兩者共同建立的合成氣隙磁動勢基波為

f1f(φ,t)=f1(φ,t)+ff(φ,t)=

F1fcos(ωt-pGφ-μ1)+

Ffmcos(ωt-pGφ-μf)。

(5)

這樣BPMSG氣隙中只存在兩種磁動勢：發(fā)電繞組和永磁體合成的磁動勢與懸浮力繞組產生的磁動勢。由于定子鐵心和轉子鐵心的相對磁導率遠大于空氣的相對磁導率，故定、轉子鐵心的磁阻可以忽略。通過計算可知氣隙磁通密度為

B12f(φ,t)=B1f(φ,t)+B2(φ,t)=

(6)

轉子不偏心時δ=δ0。當轉子出現偏心時，由圖4可知，氣隙中磁通密度B不再均勻。e表示偏心位移，任意方向上的氣隙長度為

δ(φ)=δ0-ecos(φ-φs)。

圖4 轉子偏心定義Fig.4 Definition of rotor eccentricity

根據麥克斯韋張量法，轉子表面沿電氣角度φ處ds面積上受到的徑向力懸浮力可表示為

(7)

對于pG=2，pB=1的BPMSG，將上式對變量φ在0～2π上進行積分，化簡可得：

(8)

式中：kd1和kd2分別表示發(fā)電繞組和懸浮力繞組的基波繞組系數；N1和N2表示發(fā)電繞組和懸浮力繞組每相串聯(lián)匝數[8]。

從上式可以看出，BPMSG轉子徑向上主要受到兩種作用力。均勻氣隙中pG、pB對極氣隙磁場相互作用產生的可控懸浮力，其大小與懸浮力繞組的電流大小成正比，與轉子偏心量無關；轉子偏心后，發(fā)電機氣隙長度分布不均，不對稱的氣隙磁場分布在轉子上產生了單邊磁拉力。其大小與偏心距、pG對極磁場氣隙磁通密度的平方成正比。

2.3 電磁轉矩數學模型

對于BPMSG來說，電磁轉矩是克服原動機帶動旋轉的轉矩，為制動性質的轉矩。由電機能量轉換原理，得到BPMSG轉矩表達式(9)?？梢钥闯?主要是電磁轉矩由永磁轉子和發(fā)電繞組之間的磁場相互作用。由于BPMSG是表貼式的，d-q軸分量發(fā)電繞組電感近似等于Ld=Lq,電磁轉矩的數學公式的形式可以參考[11]傳統(tǒng)PMSG，即

Te=PGψ1dI1q+PG(Ld-Lq)I1dI1q=PGψ1dI1q。

(9)

式中：ψ1d=ψGd+ψfd，ψ1q=ψGq+ψfq，ψ1d和ψ1q分別是d-q軸等效發(fā)電繞組氣隙磁鏈分量；ψGd和ψGq分別是d-q軸發(fā)電繞組氣隙磁鏈分量；ψfd和ψfq分別是d-q軸永磁體激發(fā)的氣隙磁鏈分量。

3 BPMSG設計及仿真分析

3.1 基于參數化分析的主體尺寸設計

在發(fā)電機設計初期，電機的幾何尺寸、繞組匝數、線規(guī)等參數是無法準確給出的，需要經過反復計算、多方案對比后才能確定相關參數，該過程就是電機中的參數化分析和優(yōu)化設計。為得到合理的發(fā)電機模型，在Maxwell2D中以定子長度為例，進行參數化分析。

表1中L為定子軸向長度；Faverage為懸浮力的平均值；Ferror為懸浮力的波動，用懸浮力峰峰值表示；Taverage為轉矩的平均值；Terror為轉矩波動。由于此模型為發(fā)電機，該轉矩為制動狀態(tài)的轉矩，所以為負值。

表1 電機定子軸向長度變化情況Table 1 Changes of motor stator axial length

從圖5中可以直觀地看出當定子軸向長度為50 mm時，轉矩平均值的絕對值最大且最穩(wěn)定。懸浮力的值隨著定子軸向長度的增大而增大，但只有在50 mm處的波動最小，即懸浮力最穩(wěn)定。由上例，基于Ansoft軟件對定轉子尺寸、懸浮力電流、永磁體厚度，定子槽數、氣隙寬度等的參數化分析，可以得到較為合理的發(fā)電機參數。取發(fā)電機的額定轉速為1 500 r/min，定子槽滿率為0.75，懸浮力繞組電流幅值取3 A。根據參數化分析得到的最優(yōu)尺寸，如表2所示。

圖5 定子軸向長度參數化分析Fig.5 Parametric analysis of the stator axial length

表2 樣機結構參數Table 2 Structural parameters of the prototype

代入參數化分析設計的電機尺寸，可以驗證第2節(jié)中推導的數學模型。以徑向懸浮力與懸浮力繞組電流幅值為例，如圖6所示，在轉子不偏心的情況下：當懸浮力電流幅值小于3 A時，隨著懸浮力電流的增加，轉子所受的徑向懸浮力呈線性逐漸增加，驗證了模型的正確性；但當懸浮力電流幅值大于3 A時，由于鐵心飽和的影響，懸浮力增加越來越緩慢，出現了嚴重的非線性。

轉子不偏心時懸浮力的角度為128°。在模型中設置轉子的位置使其偏心于相反方向，即-52°，則轉子受到的單邊磁拉力與可控懸浮力方向相反。當懸浮力電流幅值很小時，徑向懸浮力中起主要作用的是單邊磁拉力。隨著電流的增大，可控懸浮力逐漸增大，在某一時刻會出現可控懸浮力的幅值等于單邊磁拉力的情況。兩個力相平衡，此時轉子受到的徑向力為零，過了這平衡點之后，可控懸浮力持續(xù)增大且占據主要部分，使合成懸浮力趨于線性增加。同樣在電流增大到一定程度，會出現磁場飽和的趨勢。綜上，從仿真波形和計算結果的對比分析，可以驗證推導的數學模型是正確的。

圖6 徑向懸浮力與懸浮力繞組電流幅值的關系Fig.6 Relationship between radial levitation force and levitation force winding current amplitude

3.2 BPMSG發(fā)電及懸浮力性能仿真與分析

根據表2的樣機結構參數，利用時步有限元法對設計的樣機進行瞬態(tài)有限元仿真[12]，圖7是樣機的有限元模型。發(fā)電繞組外接圖2所示的整流負載電路，觀察在恒轉速、恒負載下發(fā)電機發(fā)電繞組感應電流、懸浮力、以及發(fā)電電壓的波形。

圖7 無軸承永磁同步發(fā)電機有限元模型Fig.7 Finite element model of BPMSG

圖8 BPMSG發(fā)電狀態(tài)下電磁及懸浮力性能Fig.8 Electromagnetic and levitation force performance of BPMSG under the Power state

在原動機拖動BPMSG工作時，由于負載中存在電容、電感等儲能元件。在剛進入工作狀態(tài)時，這些儲能元件會處于充電過程，會對負載電流有所影響，如圖8(a)所示。發(fā)電繞組電流的不穩(wěn)定還會影響電樞反應磁場，造成懸浮力在充電過程中略有波動，如圖8(c)所示。待充電過程結束后懸浮力和感應電流都趨于穩(wěn)定。圖8(b)為仿真的發(fā)電電壓波形。由發(fā)電電壓波形可知，電壓上升很快，并迅速趨于穩(wěn)定，其穩(wěn)態(tài)值為125 V左右。仿真中采用開環(huán)方式對發(fā)電電壓進行控制，穩(wěn)態(tài)時發(fā)電電壓有少許波動。如果對發(fā)電電壓采用閉環(huán)控制策略，迅速調節(jié)輸出電壓，可以進一步提高發(fā)電電壓品質，這是今后的研究重點。

3.3 BPMSG實驗結果分析

將提出的2.2 kW的BPMSG進行實驗驗證，樣機參數見表2。實驗采用TMS320F2812DSP作為控制器構建數字控制系統(tǒng)。

圖9 BPMSG實驗波形Fig.9 Experimental waveforms of BPMSG

圖9(a)是n=1 500 r/min時轉子徑向偏心位移軌跡圖。根據“陀螺效應”，旋轉物體速度越快，物體越容易達到穩(wěn)定狀態(tài)。從圖中可以看出，在α軸方向上，永磁薄片轉子偏心位移最終穩(wěn)定在-60～60 μm之間；在β軸方向上，永磁薄片轉子偏心位移最終穩(wěn)定在-80～80 μm之間。圖9(b)是轉速n=1 500 r/min時電機兩套繞組的A相電流波形。由圖可以看出，發(fā)電繞組電流呈現較好的正弦或余弦狀。由于永磁薄片轉子在運行過程中其徑向偏心位移具有不可預知性，偏心位移的大小和方向都不能確定，為了使轉子能夠回復到平衡位置，轉子所受到的徑向懸浮力必須要根據轉子偏心位移的方向和大小作相應的實時改變，這樣懸浮力繞組電流的幅值和相位就必須根據所需徑向懸浮力的大小和方向作出相應不可預知的改變，即呈現非標準正弦或余弦狀。圖9(c)是發(fā)電電壓波形。以上實驗結果表明：該BPMSG轉子動態(tài)穩(wěn)定懸浮，發(fā)電系統(tǒng)具有良好的動態(tài)性能。

4 特殊運行狀態(tài)BPMSG性能分析

4.1 變負載情況下BPMSG性能分析

在日常生活中，發(fā)電機產生的電能一般用來供給生產生活設備用電。而這類用電設備種類繁雜，且投切頻繁，這就必須考慮負載變化的情況。當負載變化時，發(fā)電繞組感應電流及負載電壓電流勢必發(fā)生變化，這就需要電力電子技術進行穩(wěn)壓恒頻，這與普通永磁同步發(fā)電機無異[13]。

圖10 壓控開關管控制的BPMSG-PWM整流電路Fig.10 BPMSG-PWM rectifier circuit controlled by voltage-controlled switch tube

為驗證BPMSG的懸浮力與負載變化的關系，對電機處于不同負載狀態(tài)下的懸浮力進行仿真分析[14]。如圖10所示，在發(fā)電繞組外接電路的整流橋和負載之間加一個壓控開關管，該壓控開關管由壓控開關管模型元件和脈沖電壓信號元件共同控制的。當脈沖電壓信號為1時，壓控開關管閉合，此時工作在加負載發(fā)電運行狀態(tài)；當脈沖電壓信號為0時，壓控開關管斷開，等效于空載發(fā)電運行。由于此BPMSG額定轉速為1 500 r/min，觸發(fā)脈沖的時間要超過一個周期，設為30 ms，即30 ms前發(fā)電機工作在加負載狀態(tài)，30 ms后工作在空載狀態(tài)。由圖11可以看出，懸浮力的分力在XY方向有很大程度上的減小，而懸浮力的合力只是輕微降低。也就是說負載變化對懸浮力性能影響不大，懸浮力的值穩(wěn)定在180 N附近。

圖11 不同負載狀態(tài)下的懸浮力Fig.11 Levitation force under different load

4.2 變轉速情況下BPMSG性能分析

實際工業(yè)生產生活應用中，原動機的轉速不可能保持絕對恒定。以風力發(fā)電機為例，風速的變化是隨機的[13-14]。

在3.2節(jié)中，原動機保持額定轉速時，有限元仿真中懸浮繞組的電流給定以時間作為變量?？紤]到現在轉速發(fā)生變化時，由公式ω=πnp/30可知，會導致懸浮力繞組外加的電流頻率發(fā)生相應的變化。故將懸浮繞組通入的電流改成由轉子位置γ作為變量的三相交流電，如下式所示：

(10)

因為轉速的變化，轉子每次掃過相同角度的時間就隨之改變，即通過改變的相位間接表現為控制電流頻率的變化。為模擬轉速的漸變與突變，在有限元仿真軟件中將拖動BPMSG的原動機的給定轉速設置成1 500+100×sin(100πt)+100×sgn(sin(100πt))。該函數描述了發(fā)電機在轉速差為0～400 r/min時的轉速波形。如圖12所示，在0～10 ms，正弦函數可以模擬轉速的大小漸變。在10 ms時，符號函數模擬轉速的突變。

圖12 無軸承永磁同步發(fā)電機轉速波動Fig.12 Speed fluctuation of BPMSG

如圖13所示，當轉速變化的時候，XY方向上的懸浮力平均值大小發(fā)生明顯變化。轉速波動時Y方向的分力產生波動，且具有相同的正弦振蕩趨勢，而X方向分力基本保持穩(wěn)定，懸浮力合力的大小依然維持在180 N附近；但發(fā)電繞組的感應電流以及負載的電流電壓卻受較大的影響。如何得到頻率恒定，大小穩(wěn)定的電流，這需要設置閉環(huán)控制環(huán)節(jié)配合整流逆變技術來解決問題。

該發(fā)電機額定轉速是1 500 r/min，考慮實際轉速變化的隨機性，圖12中轉速的波動幅度為400 r/min，并不具有代表性。理論上分析，隨著轉速變化加劇，發(fā)電繞組中感應電流變化明顯，將會影響氣隙磁場，進而影響懸浮力大小。將BPMSG的原動機給定轉速設置成函數1 500+range×sgn(sin(100πt))+range×sin(100πt)，其中變量range的取值范圍為0～500 r/min。表3列舉出轉速波動幅度0～2 000 r/min時，平均懸浮力大小的值。圖14描述的是0～2 000 r/min時懸浮力的波形，可以看出，隨著轉速波動加強，懸浮力的穩(wěn)定性變差，懸浮力平均值也相應減小，但依然能使電機懸浮。說明在一定范圍內的轉速波動下，BPMSG能保持穩(wěn)定運行。

表3 不同轉速波動幅度下平均懸浮力大小Table 3 Suspension force of different speed fluctuation

圖13 BPMSG變轉速下電磁及懸浮力性能Fig.13 Electromagnetic and levitation force performance of BPMSG under variable speed

圖14 不同轉速波動幅度下的懸浮力Fig.14 Suspension force of different speed fluctuation

5 結 論

本文設計了36槽分布繞組結構的BPMSG。在分析其懸浮原理和發(fā)電機理的基礎上，研究了BPMSG的各項性能指標，得到如下結論：

1)BPMSG可控懸浮力大小與懸浮力繞組電流大小成正比，單邊磁拉力大小與偏心距、pG對極磁場氣隙磁通密度的平方成正比。

2)運用參數化分析對發(fā)電機結構性能進行優(yōu)化，選擇恰當參數構建BPMSG樣機模型，仿真結果準確反映了該發(fā)電機具良好的懸浮性能和發(fā)電品質，同時也驗證了數學模型的正確性。

3)模擬了BPMSG在負載發(fā)生變化和原動機牽拉的轉速發(fā)生波動，兩種特殊工況下的懸浮力及發(fā)電性能。結果顯示該發(fā)電機在特殊工況下懸浮力雖然會有輕微波動，但發(fā)電機仍然正常運行。

4)由于感應電流的變化會影響合成磁場，變負載變轉速工況對發(fā)電性能影響較大。為了提高發(fā)電機發(fā)電品質，擬采用轉子混合勵磁結構，并對主磁場進行閉環(huán)控制。

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(編輯：張 楠)

Bearinglesspermanentmagnetsynchronousgeneratorlevitationforceandelectricitygenerationperformanceundervariablespeedandloadsituation

DIAO Xiao-yan，HU Ya-min，ZHU Huang-qiu，LU Rong-hua，HUANG Jian-bo

(School of Electrical and Information Engineering,Jiangsu University,Zhenjiang 212013,China)

In terms of the serious abrasion of the normal generator bearing,the bearingless permanent magnet synchronous generator (BPMSG) was proposed.Suspension principle and the electric-generation principle of the bearingless permanent magnet synchronous generator were described.Secondly,the formula of the magnetic field energy storage was deduced.Then the mathematical model of the levitation force and electromagnetic torque were established on the basis of the Maxwell Tensor methods.Thirdly,structure of the machine was designed and optimized using parametric analysis mothed,and the correctness of the mathematical model was verified by simulation.Finally,aiming at the common problems of the ordinary permanent magnet synchronous generator under the variable speed and variable load conditions,the suspension forces and the electronic-generation performance were analyzed based on the finite element analysis (FEA).Simulation results show the BPMSM has good feasibility and suspension under the variable speed and variable load conditions.The research results show that the proposed BPMSG can operate steadily and has good static and dynamic performance.

bearingless permanent magnet synchronous generator; mathematical model; variable load,variable speed; performance analysis

10.15938/j.emc.2017.09.009

TM 351

:A

:1007-449X(2017)09-0063-10

2015-11-04

國家自然科學基金(51675244)；江蘇省重點研發(fā)計劃項目(BE2016150)；江蘇高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目(2014)

刁小燕(1979—)，女，博士研究生，研究方向為無軸承電機設計及控制；胡亞民(1992—)，男，碩士，研究方向為無軸承永磁同步發(fā)電機設計及控制；朱熀秋(1964—)，男，博士，教授，博士生導師，研究方向為無軸承電機、磁軸承支承高速電機傳動系統(tǒng)、特種電機非線性智能控制等；陸榮華(1991—)，男，碩士，研究方向為無軸承永磁同步電機驅動及控制；黃建波(1991—)，男，碩士，研究方向為異步啟動無軸承永磁同步電機設計及控制。

刁小燕