蔣曉東，吳東升

(沈陽理工大學(xué) 自動化與電氣工程學(xué)院，沈陽 110159)

雙定子結(jié)構(gòu)電機(jī)因其具有較高的功率密度和效率，受到國內(nèi)外專家學(xué)者的廣泛關(guān)注[1-3]。在風(fēng)力發(fā)電領(lǐng)域，目前主流機(jī)型是永磁同步發(fā)電機(jī)[4]和有刷雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)[5-6]。隨著近些年來國家對稀土資源開采的限制，致使永磁電機(jī)成本越來越高；另外有刷雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)的電刷和滑環(huán)需要經(jīng)常維護(hù)，其維護(hù)費(fèi)用較高。無刷雙饋電機(jī)(Brushless Doubly Fed Machine，BDFM)是近年來發(fā)展比較迅速的一種新型電機(jī)[7-9]；與永磁電機(jī)比較，BDFM變流器控制系統(tǒng)為轉(zhuǎn)差功率變換型，大大降低了發(fā)電系統(tǒng)成本；與有刷雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)相比，BDFM取消了電刷和集電環(huán)，具有無刷可靠結(jié)構(gòu)，降低了維護(hù)成本。

考慮到雙定子電機(jī)的特點(diǎn)以及BDFM在風(fēng)力發(fā)電領(lǐng)域獨(dú)特優(yōu)勢，具有雙定子結(jié)構(gòu)的無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)逐漸成為研究熱點(diǎn)。文獻(xiàn)[10-11]針對新型結(jié)構(gòu)雙定子無刷雙饋發(fā)電機(jī)的穩(wěn)態(tài)特性、轉(zhuǎn)矩/功率密度優(yōu)化等進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[12]針對籠障轉(zhuǎn)子雙定子無刷雙饋電機(jī)的電磁性能進(jìn)行了分析。然而針對雙定子無刷雙饋電機(jī)機(jī)械及冷卻結(jié)構(gòu)方面的研究還鮮有報道。

本文針對新型混合轉(zhuǎn)子雙定子無刷雙饋發(fā)電機(jī)(Double Stator Brushless Doubly Fed Generator，DSBDFG)在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)轉(zhuǎn)子與內(nèi)定子掃膛現(xiàn)象，提出機(jī)械結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案，基于改進(jìn)后結(jié)構(gòu)，建立1/5結(jié)構(gòu)整機(jī)三維溫度場有限元模型，分析計(jì)算結(jié)果可知，該電機(jī)雙定子區(qū)域溫升較高，據(jù)此提出雙水路冷卻結(jié)構(gòu)方案，建立考慮冷卻結(jié)構(gòu)的溫度場有限元模型；通過仿真分析可知，雙定子區(qū)域溫度大幅度降低，冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理有效；通過對樣機(jī)溫度測試，驗(yàn)證了針對該發(fā)電機(jī)所提出雙水路冷卻結(jié)構(gòu)的合理性和有效性。

1 機(jī)械結(jié)構(gòu)

1.1 繞組連接方式

混合轉(zhuǎn)子DSBDFG內(nèi)外定子中均包含功率繞組和控制繞組，內(nèi)外功率繞組采用串聯(lián)連接方式與電網(wǎng)相連；內(nèi)外控制繞組同樣采用串聯(lián)方式。區(qū)別于功率繞組的是所形成的總控制繞組通過變頻器與電網(wǎng)間接連接，如圖1所示。

圖1 繞組連接拓?fù)?/p>

1.2 原始結(jié)構(gòu)

混合轉(zhuǎn)子DSBDFG原始機(jī)械結(jié)構(gòu)如圖2所示。外定子采用熱套方式裝配于機(jī)殼內(nèi)，內(nèi)定子通過鍵與空心靜止軸固定連接。轉(zhuǎn)子由驅(qū)動軸帶動轉(zhuǎn)子前端蓋、隔磁圓筒以及轉(zhuǎn)子后端蓋共同旋轉(zhuǎn)構(gòu)成該發(fā)電機(jī)的傳動系統(tǒng)。內(nèi)外定子中繞組分別通過機(jī)殼上的預(yù)留孔及空心靜止軸引出。

圖2 原始機(jī)械結(jié)構(gòu)

1.3 原始機(jī)械結(jié)構(gòu)改進(jìn)

在試驗(yàn)過程中，能夠聽到樣機(jī)內(nèi)定子撞擊轉(zhuǎn)子發(fā)出的周期性異響，即出現(xiàn)掃膛現(xiàn)象。停機(jī)檢查結(jié)果如圖3所示，其中圖3a和圖3b分別為內(nèi)定子外表面與轉(zhuǎn)子內(nèi)表面的撞擊痕跡。

圖3 機(jī)械故障

觀察圖3可知，位于空心靜止軸懸臂一側(cè)的內(nèi)定子外表面及轉(zhuǎn)子內(nèi)表面均出現(xiàn)了因撞擊產(chǎn)生的劃痕，究其原因是在設(shè)計(jì)之初并沒有考慮到內(nèi)定子會由于重力的影響使空心靜止軸懸臂一側(cè)向下傾斜；另外在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中，因傾斜導(dǎo)致氣隙沿軸向方向不均勻，靜止軸懸臂一側(cè)所受單邊磁拉力加劇了此傾斜程度，最終導(dǎo)致內(nèi)定子與轉(zhuǎn)子出現(xiàn)掃膛現(xiàn)象。為解決上述問題，提出了機(jī)械結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案，如圖4所示。

觀察圖4可知，驅(qū)動軸與轉(zhuǎn)子前端蓋加工成一整體，原空心靜止軸懸臂一端與新結(jié)構(gòu)件(驅(qū)動軸+轉(zhuǎn)子前端蓋)之間加裝了密封軸承，這樣內(nèi)定子由原來單端支撐改為雙端支撐，解決了掃膛問題。

圖4 改進(jìn)的機(jī)械結(jié)構(gòu)

2 熱計(jì)算

2.1 有限元模型

為計(jì)算混合轉(zhuǎn)子DSBDFG各結(jié)構(gòu)的溫度分布，針對額定功率為50kW、轉(zhuǎn)速為360r/min的樣機(jī)，建立其整機(jī)1/5結(jié)構(gòu)的溫度場有限元模型，如圖5所示。

圖5 有限元模型

2.2 熱源分析

損耗作為電機(jī)的熱源，在溫度計(jì)算過程中起重要作用，混合轉(zhuǎn)子DSBDFG磁場豐富，采用有限元方法得到不同結(jié)構(gòu)損耗結(jié)果，如表1所示。由于該電機(jī)轉(zhuǎn)速較低，軸承損耗較小，可忽略不計(jì)。

表1 損耗分布 W

2.3 導(dǎo)熱系數(shù)與散熱系數(shù)

混合轉(zhuǎn)子DSBDFG穩(wěn)態(tài)熱計(jì)算需要各種材料導(dǎo)熱系數(shù)，如表2所示。

表2 材料導(dǎo)熱系數(shù) W/(m·K)

定子槽內(nèi)繞組端部散熱系數(shù)為

(1)

式中：Nuet為端部努塞爾特常數(shù)；λa為空氣導(dǎo)熱系數(shù)；det為端部等效直徑。

其中

(2)

(3)

(4)

式中：D1和Di1分別為定子鐵心外徑和內(nèi)徑；Ret為端部氣流雷諾數(shù)；n為轉(zhuǎn)速；D2為轉(zhuǎn)子外徑；γ為空氣動力粘度系數(shù)。

2.4 仿真結(jié)果

經(jīng)過有限元仿真，得到混合轉(zhuǎn)子DSBDFG主要結(jié)構(gòu)的溫度分布結(jié)果，如圖6所示。

圖6 主要結(jié)構(gòu)溫度分布

觀察圖6可知，混合轉(zhuǎn)子DSBDFG內(nèi)外定子區(qū)域(包括槽內(nèi)繞組)溫升均較高，最高溫度可達(dá)235.6℃。由于該電機(jī)采用F級絕緣，最高允許溫度為155℃，因此需要對混合轉(zhuǎn)子DSBDFG進(jìn)行冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)。

3 冷卻系統(tǒng)

針對混合轉(zhuǎn)子DSBDFG改進(jìn)后機(jī)械結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，本文提出內(nèi)外雙水路作為該種發(fā)電機(jī)的冷卻結(jié)構(gòu)，如圖7所示，其中圖7a表示機(jī)殼外軸向水路結(jié)構(gòu)，圖7b表示內(nèi)水路水管分布結(jié)構(gòu)。

圖7 水路位置及結(jié)構(gòu)

考慮冷卻結(jié)構(gòu)的混合轉(zhuǎn)子DSBDFG溫度場有限元模型如圖8所示，將機(jī)殼內(nèi)軸向水路及內(nèi)定子水管對溫度的影響均用散熱系數(shù)進(jìn)行等效處理。

圖8 考慮冷卻結(jié)構(gòu)有限元模型

水道(管)內(nèi)表面散熱系數(shù)根據(jù)流體受迫流動準(zhǔn)則方程求解，對于湍流模型，方程為

Nu=0.023Re0.8Prn

(5)

式中：Nu為努塞爾特?cái)?shù)，Nu=αdwet/λ，α為散熱系數(shù)，dwet為水道當(dāng)量直徑，λ為流體熱導(dǎo)率；Re為雷諾數(shù)，Re=μdwet/υ，υ為流體黏度，μ為流體速度；Pr為普朗特?cái)?shù)，Pr=υ/a，其中a=λ/ρcp，ρ為流體密度，cp為流體比熱容。當(dāng)機(jī)殼內(nèi)軸向水道進(jìn)水口水速為1m/s，內(nèi)定子水管進(jìn)水口水速為0.8m/s時，混合轉(zhuǎn)子DSBDFG穩(wěn)態(tài)溫度場仿真結(jié)果如圖9所示。

對比圖6和圖9可知，外定子最高溫度由166.6℃降到71.5℃；內(nèi)定子最高溫度由228.8℃降到56.1℃；外繞組由170.9℃降到64.5℃；內(nèi)繞組由235.6℃降到72.1℃。

圖9 考慮冷卻后主要結(jié)構(gòu)溫度分布

4 溫度測試

結(jié)構(gòu)改進(jìn)后50kW混合轉(zhuǎn)子DSBDFG驅(qū)動軸及靜止軸如圖10所示。雙水路冷卻結(jié)構(gòu)如圖11所示，其中圖11a為機(jī)殼軸向水路內(nèi)外進(jìn)水口，圖11b為內(nèi)定子水管結(jié)構(gòu)。內(nèi)外定子槽中分別置有PT100熱敏電阻，用以監(jiān)測繞組溫度隨時間變化情況。樣機(jī)溫度測試平臺如圖12所示。

圖10 改進(jìn)的驅(qū)動軸及靜止軸結(jié)構(gòu)

圖11 雙水路結(jié)構(gòu)

圖12 溫度測試平臺

當(dāng)樣機(jī)在額定轉(zhuǎn)速360r/min下運(yùn)行，機(jī)殼軸向水道水流量為3.6m3/h，內(nèi)定子水管水流量為1.2m3/h，額定負(fù)載運(yùn)行下內(nèi)外定子繞組溫度隨時間變化曲線如圖13所示，環(huán)境溫度為22℃。

圖13 繞組溫度隨時間變化曲線

觀察圖13可知，內(nèi)外定子槽內(nèi)繞組穩(wěn)態(tài)溫度分別為60.5℃和82℃，與仿真結(jié)果對比誤差比較大，這是因?yàn)榭刂苾?nèi)外水路流量的水泵閥門銹蝕嚴(yán)重，已無法保證能準(zhǔn)確提供與設(shè)計(jì)相同的流量值。雖如此，但實(shí)驗(yàn)結(jié)果仍表明雙水路冷卻結(jié)構(gòu)能夠大幅度降低該發(fā)電機(jī)的溫升，從而驗(yàn)證了本文針對混合轉(zhuǎn)子DSBDFG所提出的雙水路冷卻結(jié)構(gòu)的合理性和有效性。

5 結(jié)論

針對混合轉(zhuǎn)子DSBDFG原始機(jī)械結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)的機(jī)械故障，提出了一種新結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案，即靜止軸由單端支撐改為雙端支撐，將驅(qū)動軸與轉(zhuǎn)子前端蓋焊接成一整體結(jié)構(gòu)件，該結(jié)構(gòu)為現(xiàn)有雙定子電機(jī)的機(jī)械拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)提供了一種新思路。為解決DSBDFG測試過程溫升較高的問題，提出了雙水路冷卻結(jié)構(gòu)，通過對其穩(wěn)態(tài)溫度場有限元仿真結(jié)果及樣機(jī)溫度測試結(jié)果的分析可知，本文所提出的雙水路冷卻結(jié)構(gòu)(機(jī)殼軸向水路+內(nèi)定子水管)能夠有效降低混合轉(zhuǎn)子DSBDFG溫升，保證了該發(fā)電機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行。