双定子无刷双馈发电机结构强度分析与实验研究

蒋晓东，吕 森，石征锦

(沈阳理工大学 自动化与电气工程学院，沈阳 110159)

风力发电作为新能源技术正在快速发展，环境温度、湿度以及塔筒有限的空间对发电机可靠性和功率密度均提出了更高的要求，目前广泛应用于风电领域的永磁发电机的高成本问题以及有刷双馈发电机的低可靠性问题，已不能满足现实要求。无刷双馈发电机(Brushless Doubly Fed Generator，BDFG)具有常规风力发电机所不具备的独特优势，与永磁发电机相比，所需变流器容量大大减小，不需要永磁体励磁，降低了材料使用成本；与有刷双馈发电机相比，取消了电刷和滑环结构，减少了发电机的故障率，提高了运行的可靠性，因此BDFG具有广阔的应用前景[1-2]。

目前针对无刷双馈电机的研究尚处于基础阶段，存在一些制约其在工程领域广泛应用的关键问题，如常规结构的无刷双馈发电机功率密度较低，机组空间没有得到广泛的利用；转子结构型式对定子绕组的耦合能力不强，调制出的磁场谐波较大，导致电机效率、功率因数等性能指标较低。采用双定子结构代替原有的单定子结构，可以提高机组的空间利用率，进而提高电机的功率密度[3-4]。无刷双馈电机转子结构型式有笼型绕组[5]、绕线转子[6-7]和磁阻类转子[8]，然而不同类型的转子结构在磁场耦合能力、加工工艺方面各有优缺点，仍需要寻求易于加工并且耦合能力强的新型转子结构。

基于无刷双馈电机的固有优势以及存在的问题，文献[9-10]提出了一种新型混合转子双定子无刷双馈风力发电机(Double Stator Brushless Doubly Fed Generator，DSBDFG)，该新型发电机不但提高了BDFG功率密度，增强了定转子之间磁场耦合能力，使得效率、功率因数等性能进一步提高，且其转子结构采用模块化设计，具有易于加工和装配的优势。

在文献[10]基础上，本文针对风力发电机机械结构进行研究，阐述新型混合转子DSBDFG机械结构特点和装配型式，基于应力分析理论，推导电机结构应力解析表达式，采用有限元方法对该电机主要结构零件强度和形变进行分析，研制一台额定功率为50kW、额定转速为360r/min的样机，并对其进行振动和噪声实验。

1 应力分析理论

厚壁圆环模型如图1所示。

图1 厚壁圆环模型

基于厚壁均匀圆柱体应力分析理论，忽略高次谐波后，力平衡方程为

(1)

式中：σt为切向应力；σr为径向应力；r为半径。

单位径向应变εl为

(2)

式中：υ为泊松比；E为杨氏模量；P1为常数。

求解式(1)和式(2)得

(3)

对式(3)积分得

(4)

式中P2为常数。将式(4)代入式(2)得

(5)

由图1a可知边界条件为

(6)

式中：ri和ro分别为内径和外径；pi和po分别为作用在圆环内外表面的压力。

将式(6)代入式(4)中，分别得出常数P1和P2，进而得到半径为r的应力表达式为

(7)

(8)

当两个圆柱体通过预紧装配时，如图1b所示，在半径R处存在一个接触压力，由此在接触面产生一个正应力σr=-p。设此时圆柱体间的径向过盈距离用θ表示，则有

(9)

式中：Ei和Eo分别为内外圆柱的杨氏模量；υi和υo分别为内外圆柱的泊松比。

图1b中，对于外圆，应力p为图1a中的pi，对于内圆，应力p为图1a中的po。将式(9)分别代入式(7)和式(8)，可求得任意半径下的应力。

2 DSBDFG机械结构

2.1 总体装配结构

混合转子DSBDFG总体机械结构包括机座、内外定子结构及位于两个定子中间的传动部分，如图2所示。

图2 DSBDFG总体结构

其中外定子与机座圆筒采用过盈配合进行装配，内定子通过键结构与静止轴固定，后者前后两端分别通过球轴承与转子前端盖和机座后端盖装配，静止轴采用空心结构，目的是方便引出内定子槽内绕组。

2.2 传动系统结构

混合转子DSBDFG传动系统由旋转轴、转子前支架、隔磁套筒以及转子后支架等零件组成，如图3所示。

图3 传动系统结构

其中旋转轴与转子前支架焊接成一个整体，与转子后支架一起分别固定在隔磁套筒的两端，隔磁套筒内外两侧分别有燕尾凹槽，用来固定混合转子结构(磁障叠片和笼条)，如图4所示。

图4 隔磁套筒与混合转子结构

在隔磁套筒内外两侧的燕尾凹槽中分别插入由相同叠片叠压成型的磁障转子模块，在每个转子模块间隙中放置短路笼条，并在两个模块之间放置公共笼条，构成由磁障和笼条共同组成的混合转子结构，如图5所示。

图5 混合转子结构

3 DSBDFG结构强度计算

为保证混合转子DSBDFG机械结构设计的合理性，采用有限元方法对额定转速为360r/min、额定功率为50kW的电机进行仿真分析。

3.1 机座结构

混合转子DSBDFG机座圆筒和后端盖所受等效应力和形变的有限元仿真结果如图6和图7所示，其中机座圆筒材料为铸铁，后端盖材料为Q345B。

图6 机座圆筒等效应力和形变

图7 机座后端盖等效应力和形变

由图6和图7可知，机座圆筒所受最大等效应力为81.33MPa，最大形变量为0.093mm；机座后端盖所受最大等效应力为191.22MPa，最大形变量为0.04mm。Q345B许用应力为210MPa，铸铁许用应力为185MPa，仿真结果表明机座圆筒和后端盖所受应力均在材料许用应力范围之内，满足强度要求。

3.2 转子结构

为确保混合转子DSBDFG安全稳定运行，需对其传动系统中转子结构强度进行分析。考虑笼条影响下，转子内外模块与隔磁套筒所受等效应力和形变的有限元仿真结果如图8所示，其中转子内外磁障叠片采用DW310-50硅钢片，隔磁套筒采用304不锈钢。

图8 转子模块和隔磁套筒等效应力和形变

由图8可知，转子外磁障模块所受最大等效应力为88.15MPa，位于转子燕尾根部与隔磁套筒的连接处，最大形变量为0.123mm，位于磁障边缘；转子内磁障模块所受最大等效应力为18.55MPa，最大形变量为0.0092mm；隔磁套筒所受最大等效应力为38MPa，最大形变量为0.0173mm。硅钢片许用应力为274MPa，304不锈钢许用应力为137MPa，仿真结果表明磁障转子和隔磁套筒所受应力均在材料许用应力范围之内，满足强度要求。

3.3 静止轴结构

混合转子DSBDFG用于支撑内定子结构的静止轴所受等效应力和形变有限元仿真结果如图9所示，其中静止轴材料为40Cr。

图9 静止轴等效应力和形变

由图9可知，静止轴所受最大等效应力为110.29MPa，最大形变量为0.0465mm。40Cr许用剪切应力为211.1MPa，许用抗压弯应力为365.7MPa，仿真结果表明静止轴所受应力在材料许用应力范围之内，满足强度要求。

3.4 转子支架结构

用于支撑隔磁套筒的转子前后支架所受等效应力有限元仿真结果如图10所示，材料均为Q345B。

由图10可知，转子前后支架所受最大等效应力分别为35.91MPa和15.96MPa，均位于辐条与支架内环连接处，仿真结果表明转子前后支架所受应力均在材料许用应力范围之内，满足强度要求。

4 实验研究

为验证新型混合转子DSBDFG结构设计的合理性，研制了一台额定功率为50kW、额定转速为360r/min的样机，对样机额定负载下稳定运行时的振动和噪声进行测试。

样机额定数据如表1所示。

表1 样机额定数据

整机结构和转子结构如图11和图12所示。

图11 DSBDFG整机结构

图12 DSBDFG转子结构

本文对混合转子DSBDFG样机在360r/min、额定负载运行下的振动情况进行了测试，振动测试平台和测点如图13所示。

图13 振动测试点分布

图13中1、2和3分别代表机座前端盖水平、竖直和轴向方向上的测点。考虑到样机机座后端盖与静止轴固定连接，振动较小可忽略，只测试机座前端盖的振动情况，其中振动测试仪器选用振动仪VC63，测试结果如表2所示。

表2 样机振动测试结果

本文对混合转子DSBDFG样机在360r/min、额定负载条件下的噪声进行了测试。由于样机中心高为450mm，大于225mm，采用等效矩形包络面法进行测试，测点分布如图14所示。

图14 噪声测点分布

图14中1、2分别为距离样机机座左右两端1m处的测点，3为距离样机机座后端盖1m处的测点，4为距离样机机座上方1m处的测点，由于样机驱动轴处有防护罩，因此样机前端盖噪声不做测试。测试噪声仪器选择智能传感器数字声级计，测试结果如表3所示。

表3 样机噪声测试结果

通过对表2和表3的分析可知，样机在额定转速和额定负载下，能够长时间保持稳定运行。需要说明的是，样机噪声测试结果存在一定误差，这是因为实验时周围环境会对测试结果产生不同程度的影响。通过实验研究，验证了混合转子DSBDFG样机机械结构设计的合理性。

5 结论

以无刷双馈风力发电机为研究对象，对其机械结构及强度进行了分析，提出了适用于双定子电机的新机械结构和装配型式，拓展了双定子电机结构设计思路。

基于厚壁均匀圆柱体应力分析理论，推导出适用于该种电机结构应力计算的解析表达式，为类似电机结构的应力计算提供理论依据。

搭建了样机振动和噪声实验平台，通过测试样机稳定运行时不同测点振动和噪声结果可知，样机能够在额定负载下安全稳定地运行，验证了混合转子双定子无刷双馈发电机机械结构设计的合理性，间接证明了结构应力仿真计算的正确性。