歐陽(yáng)永峰，張 俊，楊英平

（海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與檢測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湘潭電機(jī)股份有限公司），湖南湘潭 411101）

某型號(hào)兆瓦級(jí)雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

歐陽(yáng)永峰，張 俊，楊英平

（海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與檢測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湘潭電機(jī)股份有限公司），湖南湘潭 411101）

本文以兆瓦級(jí)雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，研究了定轉(zhuǎn)子槽型結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)的影響，并綜合考慮選取最佳槽型結(jié)構(gòu)，另外針對(duì)降低電機(jī)齒諧波展開(kāi)了研究，根據(jù)研究采用定子斜槽一個(gè)結(jié)構(gòu)，此外本文還在電機(jī)零部件選材和減小滑環(huán)電流和變頻器容量采取了一定的措施，最后對(duì)優(yōu)化后的電機(jī)進(jìn)行仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果表明優(yōu)化后電機(jī)的電磁設(shè)計(jì)符合要求，且優(yōu)化后的電機(jī)在散熱方面具有一定的優(yōu)越性。

雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī) 槽型結(jié)構(gòu) 諧波率 電磁分析

0 引言

隨著世界能源的不斷消耗，全人類都開(kāi)始研究新能源，其中風(fēng)電以其清潔、無(wú)污染、成本低等優(yōu)點(diǎn)，成為新能源和可再生綠色能源的重點(diǎn)領(lǐng)域，然而電機(jī)的性能優(yōu)劣直接影響整個(gè)風(fēng)電系統(tǒng)性能的好環(huán)，因此電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)一定要盡可能的最優(yōu)[1-3]，本文以雙饋風(fēng)力電機(jī)為對(duì)象，對(duì)電機(jī)定轉(zhuǎn)子槽型結(jié)構(gòu)、散熱方面、波形畸變等方面展開(kāi)了研究。

1 定轉(zhuǎn)子槽型結(jié)構(gòu)分析研究

電機(jī)定轉(zhuǎn)子槽型結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)性能和加工難易具有十分重要的影響，另外對(duì)電機(jī)的散熱也十分重要，因此在電機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)選取合適的槽型結(jié)構(gòu)，以使電機(jī)在性能和加工難易達(dá)到最佳的效果。

1.1 定子槽型結(jié)構(gòu)分析

在選取定子槽型時(shí)，主要有矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽兩種方式如圖1、2所示。

定子矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽各自有其不同的特點(diǎn)，其對(duì)比情況如表1所示，由表1可見(jiàn)在線圈加工、定子嵌線和磁路性能方面矩形開(kāi)口槽結(jié)構(gòu)均優(yōu)于半開(kāi)口矩形槽形結(jié)構(gòu)。

針對(duì)兩種不同槽型結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)狀態(tài)為同一個(gè)轉(zhuǎn)子、同一臺(tái)冷卻器、額定輸出功率：1551 kW、額定轉(zhuǎn)速：1750 r/min、額定定子電壓：690 V、功率因數(shù)：0.95，其試驗(yàn)部分?jǐn)?shù)據(jù)如表2、3所示。

圖1 定子矩形開(kāi)口槽

由表2、3可見(jiàn)，在其他條件相同的情況下，半開(kāi)口矩形槽定子溫升相比矩形開(kāi)口槽定子溫升約低10 K，雖然矩形開(kāi)口槽結(jié)構(gòu)在線圈加工、定子嵌線和磁路性能方面均優(yōu)于半開(kāi)口矩形槽形結(jié)構(gòu)，但風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫升是電機(jī)一個(gè)十分重要的性能指標(biāo)，綜合考慮本文定子槽型選半開(kāi)口矩形槽。

圖2 定子半開(kāi)口矩形槽

表1 定子矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽

表2 矩形開(kāi)口槽部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)

表3 半開(kāi)口矩形槽部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)

1.2 轉(zhuǎn)子槽型結(jié)構(gòu)分析

在選取轉(zhuǎn)子槽型時(shí)，主要有以下兩種方式：矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽如圖3、4所示。

轉(zhuǎn)子矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽各自有其優(yōu)缺點(diǎn)，其對(duì)比情況如表4所示，由表4可見(jiàn)在槽楔、轉(zhuǎn)子嵌線和轉(zhuǎn)子熱載荷方面矩形開(kāi)口槽結(jié)構(gòu)均優(yōu)于半開(kāi)口矩形槽形結(jié)構(gòu)。

針對(duì)兩種不同槽型結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)狀態(tài)為同一個(gè)定子、同一臺(tái)冷卻器、額定輸出功率：1551 kW、額定轉(zhuǎn)速：1750 r/min、額定定子電壓：690 V、功率因數(shù)：0.95，其試驗(yàn)結(jié)果如表5、6、7、8 所示。

圖3 轉(zhuǎn)子矩形開(kāi)口槽

圖4 轉(zhuǎn)子半開(kāi)口矩形槽

表4 轉(zhuǎn)子矩形開(kāi)口槽和半開(kāi)口矩形槽

表5 矩形開(kāi)口槽部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)

表6 轉(zhuǎn)子繞組熱電阻值

表7 半開(kāi)口矩形槽部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)

表8 轉(zhuǎn)子繞組熱電阻值

開(kāi)口槽轉(zhuǎn)子繞組溫升采用電阻法計(jì)算，從試驗(yàn)開(kāi)始到試驗(yàn)結(jié)束（停車），記錄轉(zhuǎn)子繞組的電阻值（如表6），那么轉(zhuǎn)子繞組溫升Δt采用式（1）計(jì)算，由式（1）可得矩形開(kāi)口槽轉(zhuǎn)子繞組溫為51.5 K。

式中：R0為停車時(shí)轉(zhuǎn)子繞組電阻值；R1為啟動(dòng)時(shí)轉(zhuǎn)子繞組電阻值；Ka銅導(dǎo)線取值235；t0為停車時(shí)試驗(yàn)環(huán)境溫度；t1為啟動(dòng)時(shí)試驗(yàn)環(huán)境溫度。

半開(kāi)口槽轉(zhuǎn)子繞組溫升采用測(cè)電阻溫升計(jì)算的方法，從實(shí)驗(yàn)開(kāi)始到實(shí)驗(yàn)結(jié)束（停車），記錄轉(zhuǎn)子繞組的電阻值（如表8），那么轉(zhuǎn)子繞組溫升Δt采用式（1）計(jì)算，由式（1）可得半開(kāi)口矩形槽轉(zhuǎn)子繞組溫為63.5 K。

由表5、6、7、8可見(jiàn)，在其他條件相同的情況下，轉(zhuǎn)子開(kāi)口矩形槽的電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升相比半開(kāi)口矩形槽溫升約高12 K，并造成定子溫升約高5至6 K，雖然在槽楔、轉(zhuǎn)子嵌線和轉(zhuǎn)子熱載荷方面矩形開(kāi)口槽結(jié)構(gòu)均優(yōu)于半開(kāi)口矩形槽形結(jié)構(gòu)，但本文從電機(jī)散熱角度出發(fā)，因此轉(zhuǎn)子槽型最后確定為半開(kāi)口矩形槽。

1.3 定子斜槽降低齒諧波的分析研究

近年來(lái)，波形畸變帶來(lái)的諧波污染日益引起各國(guó)電力工作者的普遍重視，而發(fā)電機(jī)作為電力系統(tǒng)中的主要元件，是電力系統(tǒng)諧波的重要產(chǎn)生源，同時(shí)，發(fā)電機(jī)自身的電壓波形亦受系統(tǒng)中其他非線性負(fù)載的影響。發(fā)電機(jī)空載電壓波形決定了電力系統(tǒng)諧波的基本特性，非線性負(fù)載引起的電網(wǎng)諧波特性決定于發(fā)電機(jī)參數(shù)和網(wǎng)絡(luò)阻抗。

當(dāng)電機(jī)采用斜槽后，由于同一根導(dǎo)體的各個(gè)微元段感應(yīng)電勢(shì)的相位不再相同，與直槽比較，導(dǎo)體中的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)有所削弱。 因此要引入一個(gè)斜槽因數(shù)。把斜槽內(nèi)的導(dǎo)體看作無(wú)限多根小直導(dǎo)體的串聯(lián)，每?jī)筛噜徶g有一個(gè)微小的相位差α（α→0），短直導(dǎo)體數(shù)q→∞，而qα=β，β為整個(gè)導(dǎo)體斜過(guò)的電弧度，利用分布繞組中電動(dòng)勢(shì)合成的方法，得基波的斜槽因數(shù)ksk1如式（2）所示[4]。

對(duì)υ次諧波而言，式中的β為υβ，所以υ次諧波的斜槽因數(shù)kskυ如式（3）所示。

從式（2）可知，要用斜槽來(lái)消除第υ次諧波，只要使該次諧波的斜槽因數(shù)kskv=0，即使式（4）滿足要求。

由式（4）可得導(dǎo)體斜過(guò)的距離c如式（5）所示。

電機(jī)生產(chǎn)過(guò)程中，定子斜槽相對(duì)轉(zhuǎn)子斜槽工藝相對(duì)簡(jiǎn)單，所以采用定子斜槽一個(gè)齒距。針對(duì)定子斜槽與不斜槽的兩種電機(jī)狀態(tài)，進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)狀態(tài)為額定輸出功率：1551 kW、額定轉(zhuǎn)速：1750 r/min、額定定子電壓：690 V、功率因數(shù)：0.95，其試驗(yàn)結(jié)果如表9所示。

圖5 齒諧波電動(dòng)勢(shì)

表9 定子斜槽與不斜槽的波形畸變率對(duì)比

經(jīng)理論計(jì)算及實(shí)驗(yàn)可知，定子斜槽一個(gè)齒距可有效降低齒諧波，如表9可知斜槽一個(gè)齒距可降低電壓波形畸變率50%，從而改善了波形。

2 優(yōu)化分析研究

根據(jù)本文上述情況的分析和以往設(shè)計(jì)的經(jīng)驗(yàn)，為了使發(fā)電機(jī)獲得較好的電氣性能，在電磁設(shè)計(jì)時(shí)采取了以下的措施：

（1） 選取低損耗，高導(dǎo)磁性能冷軋硅鋼片，以降低電機(jī)鐵耗，減小勵(lì)磁電流。

（2） 定、轉(zhuǎn)子均采用半開(kāi)口槽，以降低電機(jī)的表面損耗及附加損耗，增加漏抗，改善定子電壓波形。

（3） 對(duì)電機(jī)的諧波進(jìn)行了分析計(jì)算，采用定子斜一個(gè)槽，以降低齒諧波。定子繞組為短距成型繞組（5τ/6），以削弱5、7次諧波。

（4） 為了減小定子繞組的擠流效應(yīng)，增強(qiáng)熱傳導(dǎo)能力，采用了寬高比大且多根線并繞的硬繞組，使電機(jī)溫升滿足要求。

（5） 發(fā)電機(jī)的性能主要是由轉(zhuǎn)差率、轉(zhuǎn)子電壓和定、轉(zhuǎn)子電壓間的相位角差決定的；所有這些參數(shù)的協(xié)調(diào)、控制都是由變頻器來(lái)完成，所以為了保證發(fā)電機(jī)能在功率因數(shù)為－0.95～＋0.95的范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)速在 1000～2000 rpm范圍內(nèi)穩(wěn)定運(yùn)行，采用較高的轉(zhuǎn)子電壓和較小的轉(zhuǎn)子電流，使變頻器的容量控制在500kW內(nèi)，轉(zhuǎn)子滑環(huán)電流控制在550 A，轉(zhuǎn)子采用較多槽96槽，這樣可以減小滑環(huán)電流和變頻器容量，雖增加了用銅量，轉(zhuǎn)子連接焊接點(diǎn)較多，但這樣有利于發(fā)電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行。

3 優(yōu)化結(jié)果驗(yàn)證分析

為了驗(yàn)證優(yōu)化后的電機(jī)是否能達(dá)到設(shè)計(jì)要求，本文利用ansoft軟件對(duì)優(yōu)化后的電機(jī)模型進(jìn)行仿真計(jì)算[5]，其計(jì)算結(jié)果如圖6-12所示。

圖6 電機(jī)磁力線分布

由圖6、7可知該電機(jī)的磁力線呈徑向?qū)ΨQ分布，其磁位僅有軸向分量；圖8為氣隙中一對(duì)極的B值沿周向的變化曲線，其磁極沿徑向，由圖6可知B值為一定；由圖9 可知電機(jī)空載時(shí)的轉(zhuǎn)速恒定在1700 rpm；由圖10可知電壓表所測(cè)的電壓近似為發(fā)電機(jī)的空載電壓600 V，與定子額定電壓相符；由圖11可知定子空載電流最大幅值約為2×10-6，近似為零；由圖12 可知空載磁鏈波形符合正弦波。綜上仿真結(jié)果可知該電機(jī)電磁設(shè)計(jì)符合要求。

圖7 磁位A 分布

圖8 氣隙磁密分布

圖9 電機(jī)空載轉(zhuǎn)速曲線

圖10 定子空載電壓波形

為了驗(yàn)證優(yōu)化后電機(jī)的散熱情況，統(tǒng)計(jì)了優(yōu)化前后電機(jī)關(guān)鍵部位的溫升情況，并取其平均值進(jìn)行對(duì)比，如表10所示，由表10可見(jiàn)優(yōu)化后電機(jī)的前軸承平均溫升下降2.1 K，后軸承平均溫升下降4.8 K，定子繞組平均溫升下降3.85 K，轉(zhuǎn)子繞組的平均溫升上升 1.3 K，溫度場(chǎng)分布較為合理，優(yōu)化后散熱效果更為理想。

圖11 定子空載電流波形

圖12 空載磁鏈波形

4 結(jié)論

本文以兆瓦級(jí)雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)為對(duì)象，研究了槽型結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)的影響，最終選取最佳槽型結(jié)構(gòu)；另外還研究了降低電機(jī)齒諧問(wèn)題，采用定子斜一個(gè)槽結(jié)構(gòu)；此外本文還在電機(jī)零部件選材和減小滑環(huán)電流和變頻器容量采取了一定的措施。最后對(duì)優(yōu)化后的電機(jī)進(jìn)行仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果表明優(yōu)化后的電機(jī)電磁符合設(shè)計(jì)要求，且優(yōu)化后的電機(jī)散熱效果更好。

表10 電機(jī)關(guān)鍵部位平均溫升對(duì)比如下(單位K):

[1]王承煦, 張?jiān)? 風(fēng)力發(fā)電[M]. 北京: 中國(guó)電力出版社, 2003: 43-87.

[2]寧玉泉. 風(fēng)力發(fā)電機(jī)的技術(shù)綜述[J]. 大電機(jī)技術(shù),2005, 1(8): 7-13.

[3]姚興佳, 宋俊. 風(fēng)力發(fā)電機(jī)組原理與應(yīng)用[M]. 第 1版. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2009: 181-186.

[4]超導(dǎo)感應(yīng)電機(jī)的研究[D]. 浙江大學(xué), 2008.

[5]基于ANSOFT電動(dòng)汽車用永磁同步電機(jī)電磁設(shè)計(jì)及性能研究[D]. 西南交通大學(xué), 2012.

Structural Optimization of A Doubly Fed Induction Generator

Ouyang Yongfeng, Zhang Jun, Yang Yingping
( Ocean Wind Power Technology and Detection State Key Laboratory, Xiangtan Electric Manufacturing Corporation Ltd.,Xiangtan 411101, Hunan, China )

Taking the megawatt doubly fed wind power generator for example, this paper studies the influence of type structure of stator and rotor on motor, and considers comprehensively to choose the best slot type structure. In addition, the paper is carried out to reduce motor tooth harmonic according to the research adopts a skewed stator slot of structure. Some measurements are taken for material selection of motor parts and reduction of the slip ring current and frequency converter capacity. Simulation and experimental verification of the optimized motor results show that the motor electromagnetic after optimization comply with the design requirements, and the optimized motor has certain advantages in the heat dissipation.

doubly-fed wind power generator, slot type structure, harmonic ratio, electromagnetic analysis

TM315

A

1003-4862（2017）10-0035-06

2017-01-18

歐陽(yáng)永峰（1983-），男，工程師。研究方向：電機(jī)設(shè)計(jì)。E-mail: ouyang65987331@126.com