大型半直驱式永磁风力发电机的电磁设计

欧金生， 雷 雄， 尹曾锋

(湘潭电机股份有限公司 海上风力发电技术与检测国家重点实验室，湖南 湘潭 411101)

大型半直驱式永磁风力发电机的电磁设计

欧金生， 雷 雄， 尹曾锋

(湘潭电机股份有限公司 海上风力发电技术与检测国家重点实验室，湖南 湘潭 411101)

以3.2MW半直驱式永磁风力发电机为例，分析了发电机极数、极槽配合选取、转子磁极结构、气隙值选取等对发电机性能的影响。建立了发电机的电磁场有限元计算模型，对发电机的输出性能进行了仿真分析计算。计算结果表明发电机达到了较高的技术指标要求。这为大型半直驱式永磁风力发电机的优化设计提供了一些有意义的参考。

半直驱； 永磁风力发电机； 极槽配合； 磁极结构

0 引 言

随着风力发电机向着单机大型化的发展，风力机的转动速度更加缓慢，但输出功率等级却不断增加。对于单机容量3MW以上的风力发电机，直驱式发电机体积巨大、成本高的劣势更加明显；双馈式发电机组齿轮箱的可靠性问题也更加突出。相对于直驱式，半直驱式永磁风力发电机的体积重量大幅降低，解决了发电机巨大带来的成本及装卸等问题；其齿轮箱传动比较低，使得传动环节易于维护，可靠性大幅提高。可以说，此种机型融合直驱型和双馈型风机两者的优点，是未来风力发电发展的趋势之一[1-2]。

目前，国内对直驱式永磁风力发电机的研究较多，而半直驱式永磁风力发电机的研究则相对较少。大型半直驱式永磁风力发电机相对于直驱式永磁风力发电机的转速、功率密度均有较大幅度的提高，其设计参数的选取，特别是磁极结构、极数、极槽配合的选择等与直驱式均有所不同。本文以3.2MW半直驱式永磁风力发电机为例，对其电磁设计的一些关键问题进行分析。

1 电磁设计参数的确定

1.1 技术指标要求

3.2MW半直驱式永磁风力发电机的主要技术指标要求如表1所示。

表1 3.2MW半直驱式永磁风力发电机技术指标

1.2 主要尺寸的选择

与传统旋转电机一致，大型半直驱式永磁风力发电机主要尺寸满足电机常数关系式[3]：

(1)

相对于直驱式永磁风力发电机，半直驱式发电机的功率密度高、频率高、散热面积小，需选取相对较低的电磁负荷A、Bδ。如冷却条件得到加强后，则可适当提高电磁负荷。

较小的主要尺寸比lef/D可增加发电机转子的转动惯量，以提高阵风或强风时风机运行的平稳性。因此，大型半直驱式永磁风力发电机一般选取较小的lef/D，即较为“扁平”的结构。

1.3 极数、极槽配合的选择

在转速一定的条件下，发电机极数越多则频率越高。较高的工作频率会导致发电机铁心损耗、机组变流器的整流侧元件的开关损耗过高。极数越少，则发电机定子线圈端部、铁心轭部尺寸越大，从而导致发电机的功率密度降低。大型半直驱式永磁风力发电机的极数选取需考虑上述因素。因转速相对于直驱式高，半直驱式发电机的极数选取小于直驱式发电机。本次设计选取发电机的极数为24，则发电机额定频率为70Hz。

相对于直驱式永磁风力发电机，半直驱式发电机转速相对较高，其齿槽转矩对机组的振动及低风速下的起动影响更大，必须对齿槽转矩加以抑制。

在定转子相对位置变化一个定子齿距的范围内，齿槽转矩呈周期数Np变化，其值由极槽数的配合决定。周期数Np越大，齿槽转矩的幅值越小[4-5]。

(2)

式中：p——电机的极对数；

Z——电机定子槽数；

GCD(Z,2p)——槽数和极数的最大公约数。

在电机极数、相数m确定的条件下，定子槽数决定于每极每相槽数q：

Z=2pmq

(3)

由式(2)、式(3)可得出，电机齿槽转矩的幅值随着q值最简分数分母的增大而减小。表2给出了该电机比较适中的不同q值下的齿槽转矩占额定转矩的比值。

表2 发电机不同q值下的齿槽转矩

但随着q值最简分数分母(1、2、4、8…)的增大，发电机的最大可取并联支路数变小。考虑全功率变流器成本的因素，3.2MW半直驱式永磁风力发电机的额定电压仍采用低压 690V，就使得电机绕组电流较大。如绕组并联支路数较少，定子线圈则需采用较多的每导体并绕根数，将导致线圈本身产生较大的环流损耗。要解决环流损耗的问题，则需采用端部换位线圈[3]，也将增加线圈的制造成本。

综合考虑上述因素，该发电机选取q为9/4，则定子槽数为162，即采用24极/162槽的极槽配合，绕组并联支路数取最大值6。另外，采用分数槽绕组后，还消除了绕组中的齿谐波，改善了发电机电压波形，并降低了杂散损耗。

1.4 磁极结构设计

永磁电机磁极主要分为表贴式和内置式两种。相对于表贴式，内置式磁极的永磁体涡流损耗较小，且对于大型电机，采用单极式的内置式磁极结构，更有利于保护永磁体及磁极的拆卸与安装维护。兆瓦级直驱式永磁风力发电机通常采用单极式的内置式磁极结构，如图1所示。

图1 直驱式永磁风力发电机的磁极结构

半直驱式永磁风力发电机转速比直驱式高，如采用相同的磁极结构，其永磁体和极靴产生的离心力可达到直驱式的数十倍甚至上百倍。这将导致磁桥处的机械应力水平大大超过材料允许的极限。为解决该问题，本文对该磁极结构进行了改进，在磁极铁心上增加了一加强筋，具体如图2所示。

图2 半直驱式永磁风力发电机磁极结

改进后的磁极结构虽漏磁系数有所增加，但磁桥处的机械应力水平大大降低，可满足转速相对较高的大型半直驱式永磁风力发电机的使用要求。

内置式磁极结构的永磁体涡流损耗较小，但还可以采取一定措施进一步降低其涡流损耗，即增加极靴的厚度尺寸。图3为不同极靴厚度下的永磁体涡流损耗值。

图3 永磁体涡流损耗随极靴厚度的变化

从图3可看出，永磁体的涡流损耗随极靴厚度的增加而降低。但增加极靴厚度，会导致磁极铁心重量增加，从而增加电机重量和制造成本。极靴厚度的选取应综合考虑上述因素，一般取10～15mm。

1.5 气隙值的选取

气隙值的选取主要考虑其对电机空载电压波形畸变率、固有电压调整率、电枢反应电抗、漏磁系数、杂散损耗及永磁体用量的影响。

在其他参数不变的前提下，电机的空载电压波形畸变率、固有电压调整率、电枢反应电抗、铁心表面损耗均随着气隙值的增大而减小。但漏磁系数和永磁体的用量随气隙值的增大而增大，从而会导致电机重量和制造成本的提高。

另外，如前文所述，发电机绕组需采用多路并联形式。适当增加气隙值，可降低气隙偏心造成的各并联支路感应电动势的不平衡量。

大型半直驱式永磁风力发电机气隙值的选取需综合考虑上述因素。一般地，气隙值取4～ 8mm。

1.6 永磁体最大去磁工作点的计算

(4)

式中：λn——主磁导标幺值；

λσ——漏磁导标幺值；

f——频率；

N——每相串联匝数；

Br——永磁体剩磁密度；

Am——永磁体磁通面积；

KΦ——磁场波形系数；

IN——定子电流；

R1——定子相电阻；

X1——定子漏电抗；

Xaq——交轴反应电抗；

ψk——稳态短路时的内功率因数角。

在求得稳态短路电流倍数后，可按式(5)计算永磁体的最大去磁工作点bmh：

(5)

式中：bmN——永磁体额定负载工作点。

经计算，该电机的稳态短路电流倍数为1.78，永磁体的最大去磁工作点为0.43，大于永磁材料的拐点值0.15，永磁体不会产生不可逆退磁。

2 有限元仿真分析

大型半直驱式永磁风力发电机需经整流、逆变后输出，发电机内部电流波形不是正弦波，存在大量的谐波，如仍采用正弦工频的铁耗计算方法是不精确的[7]。为精确计算定子铁耗及永磁体涡流损耗，需采用有限元法。另外，磁路法对发电机的空载电压波形、齿槽转矩值的计算误差相对较大，也需采用有限元法进行计算和校核。

根据设计实例，利用Ansoft有限元分析软件Maxwell 2D模块建立仿真分析模型。根据对称性，取发电机整圆的1/6进行建模，如图4所示。仿真分析的主要结果如图5～图11所示。

图4 电机有限元仿真模型

图5 磁通分布图

图6 磁密分布云图

从图5可看出磁力线分布合理，漏磁较小。从图6可看出，转子磁极的磁桥和加强筋处的磁密达到了2.4T以上，高度饱和，起到了隔磁作用。

从图7可看出，空载气隙磁密波形基本上为一平顶波，且受定子开槽影响，发生了较大的畸变，为“锯齿”形。由于该发电机定子绕组采用了9/4分数槽“Y”接法的5/6短距绕组，定子绕组线间感应反电势中的3及3的倍数次、5次、7次、齿谐波均得到了抑制或消除。从图8可看出，空载线电压波形的正弦性较好，通过傅里叶变换计算后，得出空载线电压波形畸变率仅为0.87 %，满足国标不大于5%的要求。

图7 空载气隙磁密波形

图8 空载三相线电压波形

从图9可得出，齿槽转矩峰值为520N·m，仅为额定转矩的0.58%，满足行业标准不大于1%的要求。

图9 齿槽转矩波形

负载定子铁心损耗及永磁体涡流损耗如图10、图11所示，定子铁心损耗平均值为10.2kW，永磁体涡流损耗平均值为1.24kW。

图10 负载定子铁心损耗

图11 负载永磁体涡流损耗

3 设计结果分析

运用磁路法及有限元仿真分析计算得出 3.2MW 半直驱式永磁风力发电机的性能参数后，将其一些性能指标与现有同功率等级的直驱式永磁风力发电机和双馈式风力发电机产品进行对比，具体如表3所示。

表3 半直驱式、直驱式及双馈式风力发电机性能对比

从表3中可看出，半直驱式的效率是最高的。直驱式因转速低导致定子用铜量大，从而铜耗大，效率相对较低。双馈式转速高、转子为交流电励磁，其机械损耗和转子损耗大于半直驱式，效率也比半直驱式低。

考虑到半直驱式的散热面积比直驱式小，故取相对较低的热负荷。在此前提下，半直驱式的

主要材料用量和电机总重量均大大低于直驱式。其永磁体的用量仅为直驱式的18%，铜用量为22%，总重量为23.6%。相对于双馈式，半直驱式的电机总重量仅增加了60%。

4 结 语

大型半直驱式永磁风力发电机与直驱式永磁风力发电机有相似之处，但又有其特点。本文根据大型半直驱式永磁风力发电机的特点，对其电磁设计参数的选取，特别是极槽配合、磁极结构优化进行了分析计算，得出了一些有意义的结论；并运用有限元分析软件对发电机模型进行了仿真分析，分析结果表明，发电机达到了较高的技术指标要求。

通过对比同功率等级的半直驱式、直驱式和双馈式风力发电机的性能参数，得出半直驱式永磁风力发电机在大型风机上有自身的优势，是未来大型风力发电，特别是大型海上风力发电的发展趋势。

[1] 王俊成.1.5MW半直驱永磁同步风力发电机设计及关键技术研究[D].济南： 山东大学,2010.

[2] 祝令帅.1.5MW永磁半直驱风力发电机电磁场与温度场计算与分析[D].哈尔滨: 哈尔滨理工大学,2010.

[3] 陈世坤.电机设计[M].北京: 机械工业出版社,2000.

[4] 袁世鹏.兆瓦级永磁半直驱风力发电机电磁与传热的数值计算[D].哈尔滨: 哈尔滨理工大学,2011.

[5] 王秀和,丁婷婷,杨玉波,等.自起动永磁同步电动机齿槽转矩的研究[J].中国电机工程学报,2005,25(18): 167-170.

[6] 唐任远.现代永磁电机——理论与设计[M].北京: 机械工业出版社,1997.

[7] 黄平林,胡虔生,崔扬,等.PWM变频器供电下电机铁心损耗的解析计算[J].中国电机工程学报,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

欧金生

TM 315

A

1673-6540(2015)05-0058-05

2014-10-23