不同工况下3.3 MW永磁直驱风力发电机电磁场仿真分析及损耗修正

李进泽，梅恬语，赵震，王晓东，刘光伟

（1.中车株洲电机有限公司，湖南 株洲 412000；2.沈阳工业大学电气工程学院，辽宁 沈阳 110870；3.江苏中车电机有限公司，江苏 盐城 224199）

0 引言

永磁电机具有功率密度大、效率高和运行可靠等优点，在风力发电系统中得到了广泛应用。为了提高风电系统的可靠性并降低运行成本，近年来开始推行取消增速箱，采用低速风力机直接驱动的风力发电系统，虽然发电机的体积和成本增加了，但系统效率和发电量的增加使得运行成本降低[1]。尽管大型低速永磁风力发电机具有高效率、高可靠性和低电压穿越能力强等一系列优点，但相比于高速电机，大型低速永磁风力发电机具有更大的额定转矩，因而电机体积庞大，并且结构重量大，给装配、运输和吊装带来量很大困难[2]。针对大功率永磁风力发电机的设计经验与参考相对较少，文献[3]以7.6 MW永磁同步风力发电机为研究对象，对大功率永磁风力发电机的电磁特性进行了详细的分析，同时设计了冷却方案，并通过样机实验验证了理论分析的正确性。

大型发电机的冷却系统设计是决定大型发电机设计成败的关键环节。文献[4]针对兆瓦级半直驱笼障转子双定子无刷双馈风力发电机提出了采用双水冷的方案作为该种新型发电机的冷却结构，并对比分析了不同水道结构的优缺点，确定了机壳内水道结构型式。风力发电机在其发展迅速的同时，其故障问题也日益增多，不仅影响着风电转换系统的效率，同时也影响着输出电能的质量[5]。Abdusamad K B[6]通过建立多元线性回归模型，将风机中的其他参数作为输入参数，将发电机的温度作为输出参数，搭建了状态监测系统，完成了其状态及故障分析。文献[7]介绍了永磁同步电机在匝间短路故障情况下的数学模型及参数变化情况，分析了匝间短路故障对零序分量的影响，并由此提出了基于零序分量的永磁同步电机匝间短路故障诊断方法。文献[8]研究了永磁同步电机匝间短路-退磁耦合故障，研究结果表明，在额定工况下，三次谐波含量的增加量可判断电机的故障程度，即增加量越大，故障程度越重。

本文设计了一台3.3 MW的永磁直驱风力发电机，通过有限元仿真软件进行了电磁性能计算及短路故障分析；然后，探究了径向通风道结构对电机定子铁耗的影响，并对二维有限元仿真得出的损耗结果进行修正；最后，通过温度场与电磁场的迭代仿真，考虑了温度场对电机材料特性的影响，最终得出了考虑电机径向通风道结构以及温度场影响的损耗结果。

1 电机模型及参数选取

本文研究的3.3 MW外转子表贴式永磁直驱风力发电机的基本参数和结构参数见表1，2。

表1 电机基本参数Table 1 Basic parameters of motor

表2 电机结构参数Table 2 Structure parameters of motormm

为缩短仿真计算时间，根据电机结构参数建立了十二分之一的二维仿真模型（图1）。

图1 电机有限元仿真模型Fig.1 Finite element simulation model of motor

2 有限元仿真结果

2.1 仿真结果

按照表1，2的参数要求对电机进行有限元仿真，其中电机轴向长度取为实际的定子长度1 118 mm，仿真结果如图2～4所示。

图2 相电压Fig.2 Phase voltage

图3 相电流Fig.3 Phase current

图4 额定转矩Fig.4 Rated torque

由图2～4可知，在负载情况下，电机的相电压有效值约为416 V，相电流有效值约为1.9 kA，额定转矩为3.01 MN·m，此时的额定功率为3.682 7 MW。

电机各部分损耗的有限元仿真计算结果如表3所示。

表3 电机损耗的仿真计算结果Table 3 Simulation results of motor loss

作为风力发电的直驱电机，本文所设计的电机能够达到低速、大转矩的运行要求。虽然直驱能够节省增速箱等一系列机械结构，但是也增大了电机的体积和重量，而且负载情况下的相电流有效值达到了1.9 kA，过大的电流会增加电机的热负荷，所以冷却系统的合理设计是该电机设计环节中必不可少的一部分。

图5所示为负载情况下电机整体的磁密分布，电机磁场呈对称分布且磁密大小处于正常范围，齿部轭部无明显饱和现象。

图5 磁密云图Fig.5 Magnetic dense cloud map

为了进一步考察电机内各部分磁密是否符合设计要求，分别选取气隙中心、齿部中心以及轭部中心为磁密查看路径。电机各部分的磁密在查看路径上的分布如图6～8所示。各部分磁密的平均值和最大值如表4所示。

表4 电机各部分磁密Table 4 Magnetic density of each part of the motor T

图6 气隙磁密Fig.6 Air gap magnetic density

图7 齿磁密Fig.7 Tooth magnetic density

图8 轭磁密Fig.8 Yoke magnetic density

2.2 故障情况分析

2.2.1 A1-B1相间短路

图9为A1-B1相间短路时的转矩波形图。

图9 A1-B1相间短路时的转矩波形Fig.9 Torque waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

由图9可知，当电机的A1-B1相发生相间短路时，电机的平均转矩会降低33%左右，在故障刚发生的瞬间会产生很大的转矩波动，甚至降到零，平稳后其波动范围达到故障前平均转矩的50%左右。

图10为A1-B1相间短路时的相电压波形。图11为A1-B1相间短路时的相电流波形。

图10 A1-B1相间短路时的相电压波形Fig.10 Phase voltage waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

图11 A1-B1相间短路时的相电流波形Fig.11 Phase current waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

由图10，11可知：短路相的相电压峰值从600 V左右直接下降到100 V左右；相电流峰值从故障前的2.5 kA增加到7 kA，扩大将近3倍左右，故障相相电流的周期和相位也发生了改变；非故障相的相电流波形也受到一定的影响。

2.2.2 三相短路

图12为三相短路时的转矩波形。当电机发生三相短路时，电机的平均转矩会降低50%左右，与相间短路时类似，故障刚发生时的转矩波动非常大，故障平稳后，转矩稳定在-1.5 MN·m左右。

图12 三相短路时转矩波形Fig.12 Torque waveform during three-phase short circuit

图13，14分别为三相短路时的相电压波形和相电流波形。

图13 三相短路时的相电压波形Fig.13 Phase voltage waveform during three-phase short circuit

图14 三相短路时的相电流波形Fig.14 Phase current waveform during three-phase short circuit

由图13，14可知：短路相的相电压峰值从600 V左右直接下降到100 V左右；相电流峰值从故障前的2.5 kA左右增加到6 kA左右，且非故障相的相电流峰值从故障前的2.5 kA增加到4.5 kA左右。相比于相间短路的情况，三相短路对相电流的波形影响最小，基本只影响相电流的幅值变化。

3 不同因素对电机损耗的影响

对于兆瓦级永磁直驱风力发电机，随着其功率等级的提升，运行温度升高会对电机绝缘造成威胁，也可能会导致永磁体的不可逆退磁。因此，本文中的永磁直驱风力发电机采用了如图15所示的18个径向通风道的结构对电机进行冷却，每个通风道的宽度为5 mm。

图15 电机的径向通风道Fig.15 Radial ventilation duct of motor

3.1 通风道结构对电机损耗的影响及修正

由于电机在轴向长度上存在90 mm的径向通风道，而这一影响因素在电机的有限元二维仿真中无法进行考虑。因此，本文提出了一种径向通风道的等效方法，并采用三维静磁场对其进行仿真验证。首先，建立如图16所示的含有通风道的电机模型，即电机轴向长度为1 208 mm，并进行三维静磁场仿真计算；然后，建立如图17所示的不含通风道的电机模型，即电机轴向长度为1 118 mm，并进行三维静磁场仿真计算；最后，在两个模型中的相同位置创建面，并分别提取两个面上的磁通。

图16 含通风道的电机模型Fig.16 Motor model with ventilation duct

图17 不含通风道的电机模型Fig.17 Motor model without ventilation duct

磁密分布的仿真结果如图18，19所示。

图18 含径向通风道的电机模型在同一提取面上的磁密分布Fig.18 Flux density distribution on the same extraction surface of the motor model with radial ventilation ducts

图19 不含径向通风道的电机模型在同一提取面上的磁密分布Fig.19 Flux density distribution on the same extraction surface of the motor model without radial ventilation ducts

通过计算可得，在不含通风道的情况下，提取面上的磁通为0.880 3 Wb，在定子含有通风道的情况下，提取面上的磁通为0.920 1 Wb。由此可见，通风道的存在会影响电机的磁通，而定子的铁耗又与磁通存在一定的关系。所以，在处理径向通风道等效问题时，本文采用如下做法：在进行二维有限元仿真时，不考虑电机径向通风道的影响，取其轴向长度为1 118 mm；仿真完成后，考虑径向通风道结构对电机铁耗产生的影响，引入系数k，对电机定子铁耗进行修正。

式中：Φ1为不含通风道时电机的磁通；Φ2为含通风道的情况下同一提取面上的磁通。

经过计算k为1.092 8，即实际的电机铁耗应比仿真计算的结果扩大了9.28%。

3.2 温度场对电机损耗的影响

在进行电机损耗的仿真计算时，正确选取材料的属性对仿真结果的准确度与合理性起到了至关重要的作用。电机内的转子磁钢、定子绕组以及定子铁心在不同温度条件下的电磁性能会有所变化，所以在进行电磁场仿真时最好能够选取最接近实际温升时的材料的电磁性能。而这在未进行温度场计算之前是不可能的，所以在实际操作时采用如图20所示的流程进行迭代仿真，以便更加合理地求取电机的损耗。

图20 电机损耗仿真计算流程图Fig.20 Flow chart of motor loss simulation calculation

通过铁耗修正以及电磁场-温度场的迭代仿真后的电机损耗如表5所示，电机各部分的温度场分布结果如表6所示，其中电机定子的附加损耗按照经验取为额定功率的0.5%。

表5 电机损耗的最终结果Table 5 Final results of motor losskW

表6 电机各部分的温度Table 6 The temperature of each part of the motor℃

4 结论

本文设计了一台3.3 MW外转子表贴式永磁直驱风力发电机，并对其电磁性能及短路故障情况进行了有限元仿真分析，得到以下结论。

①在负载情况下，电机的相电压有效值约为416 V，相电流有效值约为1.9 kA，额定转矩为3.01 MN·m，此时的额定功率为3.682 7 MW。

②得出了电机在发生相间绕组短路和三相绕组短路时，电机转矩、电压和电流的变化特点。

③当电机定子具有径向通风道结构时，通过三维静磁场仿真，对定子总轴向长度不变、是否存在径向通风道的两种情况进行了三维静磁场仿真，引入系数k，对二维有限元仿真计算所得铁耗进行修正。

④通过电磁场-温度场的耦合迭代仿真，考虑了受温度场影响的情况下电机内部材料特性的变化对电机损耗结果的影响，得出了更符合电机实际运行条件的电机损耗结果。