船舶轴带无刷双馈发电机关键技术研究*

吕雨农,刘万太,周展

(湖南电气职业技术学院风能工程学院,湖南湘潭411101)

0 引言

船舶主柴油机一般依据额定功率110%～115%的标准选用,并长期运行于85%额定功率及以下的负荷状态,主机驱动船舶的同时,附带驱动轴带发电机运行,可显著提高主机容量利用率,并能充分满足船舶航行时的电力需求。

船舶轴带无刷双馈电机相比于轴带同步电机,具有优秀的调速性能,更适合因复杂水况要求船舶主机转速多变的变速恒频发电系统[1]。主机轴的运行转速多变,要求电机能在次同步、同步和超同步三种不同工况下正常运行,并能在三者间实现快速、稳定和可靠的转换。船舶轴带无刷双馈发电系统结构如图1所示,拥有2套定子绕组,在空间上互呈正交分布,不直接耦合,经与转子电磁耦合,间接实现电磁转换[2];功率绕组连接船舶负荷电网,输出电能;控制绕组连接幅值、频率、相序和相位均可调节的励磁控制回路。

本文针对额定功率为5kW的小型内河船舶轴带无刷双馈发电机系统,基于有限元分析法,建立船舶轴带无刷双馈电机数学模型,进行电磁设计与优化,并通过Ansoft Maxwell完成仿真分析,验证了该船舶轴带无刷双馈电机设计方案的可行性。

1 电机数学模型

设电机定/转子绕组均对称,极对数是p,船舶负荷电网频率是f1。针对功率绕组施加频率为f1的额定电压,即产生旋转磁场①,其转速为n1。

(1)

针对控制绕组施加频率为f2(变换器输出)的可变交流电流,即产生旋转磁场②,依据式(1),其转速为n2。

假设f1为50Hz,为确保不同转速条件下发电机输出电压的频率恒定,要求n1为恒定值,可得

n1=n±n2或f1=f±f2

(2)

n与n1存在大于、等于和小于三种情况,分别对应发电机超同步、同步和次同步三种运行工况,本文仅针对超同步和次同步两种运行工况进行分析[3]。当转子转速n小于或大于n1,且处于变化状态时,可通过调节n2或f2的值,和励磁电流的相序确保n1为恒定值。

1.1 功率平衡方程

双馈轴带发电机的输入功率存在两种来源：一是由发电机吸收主轴的机械功率PSG;二是由变换器反馈给发电机的电功率PC。不计船舶电网损耗,系统功率平衡方程为[4]

(3)

1.2 磁链方程

d-q坐标系下,无刷双馈电机的磁链方程为

(4)

式中,Ls、Lr、Lm—指d-q坐标系下经等效变换后的定子绕组自感、转子绕组自感和定/转子绕组互感;ψ、i—指电机的磁链和电流,其下标d和q分别是指d轴和q轴上的分量,其下标s和r分别是指定子侧和转子侧数据,以下各式同样按此标注。

1.3 电压方程

定子绕组与转子绕组在d-q坐标系下的电压方程

(5)

式中,u—指定子绕组输出电压;Rs、Rr—定子、转子侧绕组阻抗;p—指微分算子;ωsl—转差角速度,ωsl=ωs-ωr(ωs是指同步角速度,ωr是指转子角速度)。

1.3 定子功率方程

定子绕组输出的有功功率和无功功率方程

(6)

式中,ψs=ψmsin(ωt+α)

2 定子绕组设计

无刷双馈电机定子采用双绕组设计,一为功率绕组,一为控制绕组,两者绕组系数皆可独立调整,相比于单绕组结构电机,谐波抑制效果有较大优势[5]。

功率绕组采取3Y/△绕组联结方案,每相绕组各有三段,A相绕组是A1、A2和A3,B相绕组是B1、B2和B3,C相绕组是C1、C2和C3[6]。图2所示功率绕组设计方案遵循如下原则：三个下标相同的绕组分段分别短接于中性点上,构建三个Y绕组,再将Y绕组的两个分段组成一相绕组主体,最后构建成△绕组;即A1、B1和C1短接于N1构成第一Y绕组;A2、B2和C2短接于N2构成第二Y绕组;A3、B3和C3短接于N3构成第三Y绕组。

图2 3Y/△联结功率绕组联结方案

经过多次算例设计与分析,本文将功率绕组设计为36槽2对极3Y/△联结绕组结构,每相占12个槽,等分成3条支路,每条支路占4个槽,可灵活调整每相支路槽号,显著降低三相绕组不对称对电磁性能的不利影响,槽号分配方案如图3所示。

图3 Y/△联结槽号相位图

依据3Y/△联结绕组结构图和Y/△联结槽号相位图可得功率绕组实际接线图,如图4所示。

图4 功率绕组实际接线图

控制绕组只要求有效控制励磁电流,所以选用常规联结方式即可,本文将其设计为4对极60度相带Y型联结,节距yc=4,如图5所示。

图5 控制绕组结构

图6 凸极转子结构示意图

3 深槽加导条式凸极转子

本文考虑到磁障式磁阻转子结构具有较好磁耦合能力,因此参考其设计思想,在凸极转子的凸极处设计深槽,并借鉴鼠笼转子设计,将导条内置深槽中,得到深槽导条式凸极转子[7]。深槽不导磁,开Pr个深槽,由于深槽高磁阻率的阻碍作用,谐波磁通路径被限值成Pr个,减少了非相邻凸极间的磁通流量,这样可以增加有效谐波占比,同时减少无效谐波占比。转子导条切割谐波磁场磁力线时,由于导条阻抗很小,因此导条上将感应出一个较大的电流,进而产生一个较大的反向磁通,该反向磁通能够有效抑制无效谐波磁场,从而进一步加强新型转子的磁场调制能力[8]。

本文针对5kW BDFM完成了电磁方案设计,其主要尺寸如下：定子外径是240mm,定子内径是150mm,铁心轴向长度是140mm,最小气隙长度是0.5mm,最大气隙长度是0.75mm。初步设定普通凸极转子尺寸：D1=15mm,D2=80mm,a=8mm,b=11mm,h1=5mm,h=55mm,w=50mm。之后,在普通凸极转子尺寸的基础上对深槽宽度c和深槽深度d进行分析和选取。

本文针对深槽宽度c,从0.5mm开始,每间隔0.5mm依次递增,到5mm结束,应用最优点参数优化设计方法,得到不同深槽宽度转子耦合性能数据,如表1所示。

表1 不同深槽宽度转子耦合性能

由表1可知,随着深槽宽度的增加,有效谐波占比上升,说明转子耦合能力趋强,其中深槽宽度c从3.5mm变化到5mm,转子耦合能力变强幅度较小,再考虑到深槽宽度过大会导致转子铁心磁阻较大,因此选取深槽宽度c为4mm。

本文针对深槽深度d,从1mm开始,每间隔2mm依次递增,到21mm结束,应用最优点参数优化设计方法,得到不同深槽深度转子耦合性能数据,如表2所示。

表2 不同深槽深度转子耦合性能

由表2可知,随着深槽深度的增加,有效谐波占比下降,说明转子的耦合作用变弱,其中深槽深度d从1mm变化到9mm,变弱幅度较明显,再考虑转子结构强度和铁心磁阻的影响,因此选取深槽深度d为5mm。

4 电机有限元分析

本文基于Ansoft Maxwell针对该船舶轴带无刷双馈电机构建有限元分析模型,并进行相应仿真分析,得到了深槽式凸极转子BDFM的磁力线分布图,如图7所示。

图7 深槽式凸极转子BDFM磁力线分布

由图7可知,使用短路导条会促使BDFM磁力线分布更加规则,在功率绕组单独励磁或控制绕组单独励磁时尤为明显,能够有效改善BDFM磁场谐波。

船舶轴带无刷双馈电机作为发电机运行时,通常工作于超同步和亚同步两种运行状态,本文对这两种转速运行状态进行了仿真分析。由于电机转速变化会引起功率绕组的电流频率和电压发生相应变化,为确保这两个电磁参数不随转速而变,本文针对电机模型的转速设置和外部激励进行相应调节[9]。当电机运行于超同步转速nr=650r/min,将控制绕组频率设置成fc=15Hz,外部激励设置成14.5A;当电机运行于亚同步转速nr=400r/min,将控制绕组频率设置成fc=10Hz,外部激励设置成11.0A,仿真结果如图8所示。

图8 发电时功率绕组a相电压

由图8可知,当电机运行转速为nr=400r/min时,功率绕组A相线电压如图8(a)所示,其频率为50Hz,幅值约为520V。当电机运行转速为nr=650r/min时,功率绕组A相线电压如图8(b)所示,其频率为50Hz,幅值约为540V,此两种运行状态发出的三相电压波形稳定,皆可满足船舶发电需求。

5 样机测试

样机试验原理图如图9所示,由一台转速范围250r/min～850r/min的变频调速电动机作原动机,用于模拟船舶主柴油机驱动轴带无刷双馈发电机运行工况。

图9 样机试验原理图

首先合上K1,给变频调速电动机通电,使其转速达到300r/min,再合上K3,利用蓄电池给双向变频器通电,使其提供相应频率的电压给控制绕组,然后合上K2、K4和K5,使得轴带电机发出电能提供给船舶电网,经能量回馈单元整流后的电能可以向双向变频器供电,此时断开K3,切除蓄电池支路,整个发电系统即可完成独立发电功能,样机对拖试验台如图10所示。样机测试结果见表3,其表现了不同转速功率绕组满负荷运行时,功率绕组电压和控制绕组电流变化情况。由表3可知,功率端电压偏差不超过2%,控制绕组电流基本保持不变。

表3 样机测试结果

图10 样机对拖试验图

6 结语

本文中的无刷双馈发电机定子绕组选用3Y/△联结绕组设计,工艺简单,且灵活多样。设计了一款深槽加导条式凸极转子,并对深槽的深度和宽度进行优化设计,结合有限元分析,探讨了无导条和加导条对该凸极转子磁场调制性能的影响。样机实验结果表明,3Y/△联结绕组配合深槽加导条式凸极转子,优化了运行谐波分量,加强了磁耦合能力,提高了转子的磁场调制性能,验证了设计方法的正确性。